摇
2018年8月
兵
ACTAARMAMENTARII
工学报
Vol.39No.8Aug.
2018
弹丸侵彻多层异质复合靶板中装甲钢变形
细观和微观机理研究
高华,熊超,殷军辉
(陆军工程大学石家庄校区,河北石家庄050003)
摇摇摘要:为研究多层异质复合靶板中装甲钢排布位置,对其塑性变形微观机理及受力状态的影响规律,开展了不同结构方式复合靶板抗侵彻试验。基于金属材料学理论,对复合靶板中装甲钢弹孔塑性变形微观机理进行研究,分析了装甲钢弹坑表面硬度分布及组织演变规律,利用数值模拟研究弹丸侵彻装甲钢过程力学行为与变形机理的内在联系。研究结果表明:波阻抗匹配由高至低,弹丸冲击应力波在层间界面反射形成拉伸波,产生裂纹扩展,降低弹丸侵彻阻力;绝热剪切带内部受温度以及挤压载荷影响,产生高硬度细化马氏体晶粒,抑制塑性变形向内延伸;装甲钢背板强度及刚度越高,对装甲钢塑性变形产生位错运动的阻碍作用越强,有利于提高弹丸开坑阻力。摇摇关键词:复合靶板;侵彻;塑性变形;微观机理摇摇中图分类号:O385;TJ012郾4
摇摇DOI:10.3969/j.issn.1000鄄1093.2018.08.013
文献标志码:A
文章编号:1000鄄1093(2018)08鄄1565鄄11
ResearchonMacroscopicandMicroscopicMechanismsofDeformationofArmorSteelinMultilayerHeterogeneousCompositeTargetSubjectedtoProjectile
(ShijiazhuangCampus,ArmyEngineeringUniversity,Shijiazhuang050003,Hebei,China)
GAOHua,XIONGChao,YINJun鄄hui
Abstract:Theanti鄄penetrationexperimentsofcompositetargetswithdifferentstructureswerecarriedouttostudytheinfluenceofthearrangementofarmoredsteelinmulti鄄layerheterogeneouscompositetargetonthemicroscopicmechanismandforcestateofplasticdeformation.Themicroscopicmechanismofplasticdeformationofbulletholesinarmorsteelisstudiedbasedonthetheoryofmetalmaterialsscience.Thesurfacehardnessdistributionandmicrostructureevolutionofarmoredsteelcratersareanalyzed.Theinter鄄nalrelationbetweenthemechanicalbehavioranddeformationmechanismofprojectilepenetratingintothearmoredsteelisstudiedthroughnumericalsimulation.Theresultsshowthatthewaveimpedancematchingisfromhightolow,thestresswavegeneratedbyprojectileimpactisreflectedfromtheinterfacebetweenthelayers,resultingintheformationofatensilewaveandthecrackpropagationtoreducetheprojectilepenetrationresistance;theinternalstructureofadiabaticshearzoneisaffectedbytemperatureandextrusionload,producinghigh鄄hardnessmartensitegrainsandhinderingcontinuedplasticdeforma鄄movementcausedbyplasticdeformationofarmorsteelhindered,whichisconducivetoimprovethepene鄄
摇摇收稿日期:2018鄄01鄄06
基金项目:国家自然科学基金项目(11272355)
作者简介:高华(1994—),男,硕士研究生。E鄄mail:jxgaohua@163.com
通信作者:熊超(1978—),男,副教授,硕士生导师。E鄄mail:xiongchao@tsinghua.org.cn
tion;andthehigherthestrengthandstiffnessofarmoredsteelbackplanesare,themoreisthedislocation
1566
兵摇工摇学摇报
第39卷
trationresistanceoftargetplate.
Keywords:compositetargetplate;penetration;plasticdeformation;microscopicmechanism
0摇引言
随反装甲武器毁伤效能的提高,对武器装备的机动性与防护性要求也越来越高,多层复合结构能够充分发挥不同材料优点[1-3]因而多层复合靶板成为防护领域研究热点之一,提高装甲防护能力。,研究人员在弹丸侵彻单一金属靶板组织变化
与损伤分析[4-7]剪切结构差异、[8高速冲击下金属力学行为及微观-10]等方面做了大量工作。罗荣梅等[11]利用杆式穿甲弹侵彻30CrMnMo装甲靶板,发现弹孔表面产生熔化快凝层,通过扫描电子显微镜(SEM)及能谱分析对弹坑表面进行微观组织分析,研究熔化快凝层形貌特征及形成机理,利用非线性有限元分析软件LS鄄DYNA对弹靶作用区温度场进行了模拟。孙秀荣等[12]对采用相同尺寸柱型样、帽型样的4种不同结构金属材料进行了不同应变率下的动态压缩试验,对比了不同结构金属绝热剪切带演变过程及微观组织特征。索涛等[13]研究表明金属材料高速变形由于变形时间短,塑性功转变成的热量来不及消散,可视为绝热过程。温度升高引起热软化,侵彻结束后,剪切区域温度骤降,由此产生具有熔化再凝固特征的绝热剪切现象。对于复合靶板结构,由于材料特性各异及应力波的相互叠加效应,导致对其抗侵彻机理分析十分复杂,材料排布方式等对高速侵彻下复合靶板抗弹机理的影响规律并未掌握,尤其对于弹丸侵彻多层异质复合靶板中,装甲钢排布位置对其微观组织变化规律及抗弹性能影响机理研究还不够深入。近年来,通过宏观、细观及微观相结合成为研究材料性能的重要手段[14]式复合靶板中装甲钢侵彻变形机理研究具有重要,因而通过细观及微观手段开展不同结构方意义。
针对复合靶板中装甲钢排布位置不同对其微观组织演化机理及受力环境影响规律这一研究问题,本文开展了14郾5mm穿甲弹对10mm厚氧化铝陶瓷+6mm厚616装甲钢+10mm厚芳纶板和10mm厚氧化铝陶瓷+10mm厚芳纶板+6mm厚616装甲钢两种结构靶板的侵彻试验研究,结合弹丸侵彻装甲钢板塑性变形特征,依据金属材料学理论,从细观及微观角度对比研究两种结构中装甲钢弹坑边缘典型区域硬度分布、组织演变规律,利用数
值模拟分析了弹靶接触力学行为,为研究弹丸侵彻复合靶板的动力学特征及结构优化设计提供可靠理论依据。
1摇穿甲试验
1郾1摇穿甲试验设计
为研究多层陶瓷复合靶板结构中装甲钢的排布位置及其支撑板材料对其塑性变形细观及微观机理10的影mm响厚氧化铝陶瓷规律,开展了+6装mm甲钢厚位616于装甲钢芳纶板+之10前mm的厚芳纶板复合靶板(以下简称前置复合靶)侵彻试
验研究,603装甲钢作为参照靶支撑在复合靶之后。10试验用枪为14郾5mm弹道枪,枪口到靶板距离图m.1所示试验弹为,全长65郾14郾55mm,mm穿甲弹其中尖头长,弹体简化模型如20郾8mm,锥底长11mm.10采用红外光幕测速靶系统在距靶板mm,弹头直径14郾9mm,锥底下端3直m径对入射弹丸速度进行测试。样品在靶架上固定后处
,按预定着弹点垂直靶面入射,靶板固定状态如图2所示。
图1摇14郾5mm穿甲弹弹芯尺寸
摇
Fig.1摇Coresizeof14郾5mmarmorpiercingprojectile
图2摇靶板夹持状态
摇
Fig.2摇Clampingstateoftargetplate
首先进行参照靶弹道试验,得出相应参考侵彻
深度P靶系列弹道试验ref,然后进行由试验靶板,得出射弹在参照靶中剩余侵彻深/参照靶组成的复合度P数据计算靶板防护系数r及试验靶板的穿甲深度Pf,计算公式如t,最后通过试验测得(1)式所示:
摇第8期弹丸侵彻多层异质复合靶板中装甲钢变形细观和微观机理研究1567
f=
(PrefP-Pr式中:籽为复合靶板材料密度;c
)籽ref
t籽,
(1)
籽1郾2摇试验结果及分析
cref为参照靶材料密度。试验中测得603装甲钢防护14郾5mm穿甲弹参
考侵彻深度P试验靶被穿ref透=,43即mm,P参照靶密度籽ref=7郾8g/cm3,所示。
t=26mm,测试结果如表1表1摇靶板侵彻测试结果
Tab.1摇Penetration籽testresults
试样编号弹丸速度/1鄄1(m·s-1(g·1鄄21016郾3)3郾cm
c/
-3
)
Pr/mmf1鄄3
11012郾009郾16
3郾692郾3郾7477
2郾02193郾3郾332郾21
3郾3225
603摇摇装甲钢平均压痕为由表1可知,弹丸平均速度为1012郾7m/s,
3郾30郾
2郾14mm,平均防护系数为图3所示为复合靶板破坏形貌。图3(a)所示
为前置复合靶陶瓷板破坏形貌。氧化铝陶瓷、·装甲35钢和600芳mg纶/的(m波阻抗[15]分别为39520mg/(m22·s)和11800mg/(m2s)、
阻抗高于装甲钢和芳纶,陶瓷及其背板组合呈现由·s)郾陶瓷板波高到低波阻抗匹配特征,弹体冲击应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压性能,导致陶瓷面板产生崩落破坏。图3(b)、图3(c)
所示为616装甲钢的宏观破坏形貌。由图3(b)、图3(c)可见:装甲钢材料在弹体压力作用下易于向最小抗力方向产生塑性流动;616装甲钢背板为芳纶,其硬度及屈服强度较低,不足以为装甲钢提供支撑,导致靶板沿侵彻方向产生塑性变形,形成延性扩孔。图3(d)、图3(e)所示为芳纶破坏形貌,从中可以看出芳纶破坏模式主要为纤维剪断失效,侵彻区以外部位几乎没有变形。
2摇前置复合靶装甲钢弹孔微观组织分析
为进一步分析复合靶板结构方式对装甲钢微观损伤机理及力学行为影响规律,在复合靶616装甲钢弹孔处采用电腐蚀线切割技术取样,避免机械切割引起弹带塑性变形干扰试验结果,通过研磨、抛光以及浸蚀得到如图LSM7004(a)所示的金相试样。采用察,弹坑边缘典型区域划分如图激光共聚焦显微镜对试样微观组织进行观4(b)所示,结合数
图3摇复合靶板破坏形貌
Failuremorphologiesofcompositetarget
值模拟分析其弹靶界面力学行为摇
Fig.3摇。
图4摇金相试样
Fig.4摇Metallographicspecimen
1568
兵摇工摇2郾1摇616装甲钢原始微观组织
终热处理为调质或淬火加低温回火装甲钢是一种低合金高强度合金钢,其原始微观组,其最
织如图5(a)所示。由图5(a)可以看出内部含有大量板条状马氏体组织[8]所示为装甲钢在高温加热和保温时表层形成的脱
,且取向各不相同。图5(b)碳层。
图5摇原始微观组织
2郾摇
Fig.5摇Originalmicrostructure
2摇装甲钢弹孔金相分析
选取图4(b)沿侵彻方向A、B、C、D各区域典型微观组织形貌分别如图6(a)~图6(d)所示。
图6(a)取自图4(b)中弹丸侵彻起始部位A处微观组织,对椭圆淤区域边缘处进行能谱分析,元素为铅,如图7所示,表明弹靶接触表面有弹丸残留。由图6(a)可以看出,表面脱碳组织在弹丸冲击作用下产生明显的拉长变形(椭圆于区域),与弹丸侵彻方向平行,而并非剪切效应最大的45毅方向,表明此阶段弹靶之间剪切作用不明显,扩孔阶段的装甲钢沿弹丸侵彻方向产生塑性变形。
根据图6(b)所示微观组织观察,弹孔中间部位图4(b)中B区域产生一条闭环白色带,已有研究[16-17]表明为绝热剪切带。弹丸侵彻装甲钢过程中,材料产生高速大变形,大量塑性功转化为热量,由于变形时间很短,塑性功产生热量来不及通过热传导散失,导致在一个狭窄区域内产生绝热温升。材料热塑性变形导致塑性流动应力降低,促进塑性
学摇报
第39卷
图6摇前置复合靶装甲钢弹坑边缘金相显微图像Fig.6摇Metallographiccrateredgeinpre鄄compositemicrographsof摇
target
armoredsteel
变形加速发展,产生更多热量,塑性变形生成热量和材料强度软化效应相互促进导致绝热剪切带的形成。如图6(b)所示,剪切带包围区域可以分为两部分:1)侵彻前端(椭圆淤区域),可发现晶粒细密且晶粒拉长方向同剪切带约呈于无明显规律区域)相较于侵彻前端晶粒粗大45毅;2)侵彻后端(椭圆,由此可知在此区域内弹靶之间沿,且晶粒走向并45毅
摇第8期弹丸侵彻多层异质复合靶板中装甲钢变形细观和微观机理研究1569
侵彻方向拉长,在平行于侵彻方向产生了大量裂纹。绝热剪切带消失说明在此阶段弹靶接触作用减弱,塑性变形产生热量减小不足以达到绝热剪切带形成2郾3摇数值分析
数值模拟是弹靶侵彻常用分析手段,现有数值模拟软件还不能再现微观组织形成过程。弹丸侵彻过程中,靶板受力状态是影响塑性变形微观组织变化的重要因素,由于侵彻过程瞬间完成,弹靶之间相
Fig.7摇Energyspectrumanalysis
图7摇能谱分析
条件。
互作用难以现场测得,因此可利用LS鄄DYNA软件模拟靶板侵彻试验,获得侵彻过程中靶板受力状态,以研究弹靶界面力学行为同变形机理的内在联系。
根据实际工况,由于侵彻是轴对称的,为减小计算量,建立1/4对称模型,在对称面及周边施加约束;弹丸与靶板以及各层靶板之间均使用面-面侵蚀接触算法;采用六面体网格,弹体头部网格密集,弹杆部位相对稀疏,靶板网格尺寸为0郾5mm郾Cook模型和Gruneisen状态方程,芳纶材料采用Solid鄄Composite鄄Failure鄄Solid鄄Mode模型,陶瓷材料CERAMICS模型,相应材料参数分别如表2~表4号均为LS鄄DYNA材料模型中特定参数符号。
弹体、616装甲钢及603装甲钢均采用Johnson鄄
摇
方向剪应力效应不明显。内侧剪切带周围晶粒出现垂直于剪切带方向的偏转伸长(椭圆盂区域),说明在垂直于侵彻带方向产生侧向力作用。弹坑边缘中后部位C区域,如图6(c)所示出现大量白色晶粒夹杂黑色物质。采用Tukon2500Minuteman全自动显299HV,远低于原始组织中马氏体硬度440HV,分微维氏硬度计进行硬度测试,此区域晶粒硬度为析认为,弹丸在侵彻靶板过程中塑性变形产生热量,弹孔中间部位散热速率低于两侧位置,冷却速度慢,导致形成大量铁素体,伴随析出碳化物颗粒。在图4(b)中弹孔末端D,弹孔壁组织如图6(d)所示,研究发现在此阶段无绝热剪切带形成,晶粒沿弹丸摇摇
采用JH鄄2模型即MAT鄄JOHNSON鄄HOLMQUIST鄄所示,主要材料参数参照文献[18-20],表中各符
表2摇弹体、616装甲钢及603装甲钢材料模型参数
籽/
Tab.2摇Materialmodelparametersofprojectilebody,616armoursteel,and603armoursteel
G/
A/
B/
GPa
GPa
GPa
n0郾330郾360郾12
C
m
D100郾300郾07
D20郾331郾700
D3-1郾500郾070
D40-0郾0120
D500郾610
酌02郾172郾171郾67
材料弹体616装甲钢603装甲钢
c/(m·s-1)425045694570
(g·cm-3)7郾837郾807郾80
S11郾491郾491郾33
81郾877郾577郾0
0郾5500郾6311郾2001郾5000郾7920郾180
0郾0171郾1700郾0220郾9040郾0161郾000
摇摇注:籽为材料密度,G为材料剪切模量,A为屈服应力常数,B为应变硬化常数,n为应变硬化指数,C为应变率相关系数,m为温度影响指数,D1、D2、D3、D4、D5为材料损伤系数,酌0为温度系数,c为应力波传播速度,S1为剪切系数。
表3摇陶瓷材料模型参数
籽/(g·cm-3)
3郾7M0郾6
G/GPa90郾16N0郾6
·
着0/s-1
11茁
Tab.3摇Materialmodelparametersofceramicmaterial
T/GPa0郾20郾005D1
pHEL/GPaD215
HEL/GPaK1/GPa22010
K2/GPa191
0郾93
A
K3/GPa112
0郾31
BC0
摇摇注:籽为材料密度,G为材料剪切模量,·着0为参照应变率,T为最大拉伸强度,pHEL为静水压力,HEL为Hugoniot弹性极限强度,A、B、C、M、N、D1、D2为材料常数,茁为损失的弹性能转为静水压势能部分(0臆茁臆1),K1为材料体积模量,K2、K3为材料常数。
摇摇为验证数值模型正确性,基于弹丸侵彻试验结果,对初始速度为1012郾7m/s弹丸侵彻前置复合靶进行数值模拟,弹体模型未考虑实际弹丸表面的覆
铜层和铅套。数值模拟结果表明,陶瓷复合靶板被完全穿透并在参照靶上留下3mm穿甲深度,其总穿甲深度为29mm,与实际总穿甲深度28郾14mm相
1570
兵摇工摇学摇报
Tab.4摇Materialmodelparametersofaramidmaterial
EC/GPa2郾61郾3
0郾0080郾29PRBA
0郾0440郾29PRCA
0郾0440郾31PRCB
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摇摇
RO/(g·cm-3)
MACF31郾44
EA/GPaSBA/GPa0郾2540郾6
EB/GPaSCA/GPa1郾340郾6
表4摇芳纶材料模型参数
GAB/GPaXXT/GPa0郾7251郾75
GBC/GPaYYT/GPa0郾7251郾6
GCA/GPaZZT/GPa0郾7251郾6
SCB/GPaXXC/GPaYYC/GPaZZC/GPa
摇摇注:RO为材料密度,EA、EB、EC分别为横向、纵向和面内弹性模量,PRBA、PRCA、PRCB为材料泊松比,GAB、GBC、GCA为材料剪切模量,MACF表示坐标系选择方式,SBA、SCA、SCB为材料剪切失效应力,XXC、YYC、ZZC为横向、纵向和面内压缩失效应力,XXT、YYT、ZZT为横向、纵向和面内拉伸失效应力。
比误差为3郾05%,数值模拟结果与试验结果吻合较好。弹丸侵彻复合靶板过程中装甲钢毁伤效果如图8所示。
图8摇数值模拟结果
摇
Fig.8摇Numericallysimulatedresults
摇分析摇对,沿弹丸侵彻方向在装甲钢弹孔边缘设立616装甲钢弹孔壁处受力状态模拟结果进行a、b、c3个观测点,观测点位置如图8(c)所示,以获得侵彻过程中弹靶交界面的压力变化情况(见图9)。
根据装甲钢细观及微观组织变化过程和数值仿真结果,分析如下:
图9摇616装甲钢孔壁节点压力-时间曲线
Fig.9摇Pressure鄄timeon616armoredcurvessteel
atprojectileholes
摇
此阶段只有惯性力和压缩力作用于弹丸上1)在弹靶刚开始接触阶段,a点受力相对较小,随弹丸,
挤进,弹靶之间作用力出现峰值,靶板中一部分材料受弹头压缩获得与弹丸相同速度共同侵彻靶板。结
合靶板变形特征,刚开始接触阶段以延性扩孔为主,弹靶接触表面脱碳组织沿侵彻方向变形,同弹靶接触初期相互作用较弱的特征符合。
46作用力达到最大滋s2)达到峰值b点相较于,可知弹丸侵彻至中间部位a点和c点压力峰值最高,在t=
。弹丸侵彻靶板,弹靶接触表面产,弹靶间生塑性变形,生成大量热导致靶板材料出现热软化,热软化促进材料加速变形,二者相互促进作用导致绝热剪切带的形成。由于靶板在与侵彻方向呈45毅夹角所受剪切力最大,因而绝热剪切带周围组织晶
粒拉长方向同剪切带约呈45毅夹角,且剪切带产生的分叉与侵彻方向也呈45毅夹角。弹孔沿侵彻方向仅在中间位置产生绝热剪切包围带。分析认为前置复合靶中装甲钢的背板为芳纶材料,难以为钢板变形提供支撑,塑性变形过程中产生的位错阻碍作用较弱,产生热量不足,波的传播即产生压力作用3)c点在弹丸开始接触装甲钢板时因而产生的绝热剪切带少,直至弹丸侵彻靶板背部,由于应力
。
时达到峰值,相较于弹丸侵彻中间部位,弹靶之间接
摇第8期弹丸侵彻多层异质复合靶板中装甲钢变形细观和微观机理研究1571
触力(减弱,且在弹丸侵彻过程中,产生装甲钢背板为芳纶材料图9中椭圆区域)。结合微观组织特征多次卸载,其波阻抗低于装甲钢,分析认为,弹丸侵彻靶板产生应力波在层间界面发生反射,弹丸侵彻装甲钢出现卸载,卸载波相互作用产生局部较强拉伸应力,导致距弹孔壁一定深度范围内形成大量微裂纹,由于卸载波的出现,弹丸侵彻阻力下降,不利于装甲防护性能提高。
综上所述,616装甲钢背板支撑强度及波阻抗匹配效应对微观损伤机理具有重要影响。支撑强度不足,导致弹靶之间接触力较小,装甲钢在塑性变形过程中位错运动阻碍较小,不足以提供绝热剪切带形成条件。波阻抗匹配由高至低,导致层间界面反射拉伸应力波,产生大量微裂纹,弹丸侵彻阻力下降。上述两方面均不利于装甲防护性能提高。
3摇后置复合靶装甲钢弹孔微观组织分析
为了验证装甲钢背板对其微观损伤机理的影响,将616装甲钢置于芳纶之后,603装甲钢为其提供支撑,对结构为10mm厚氧化铝陶瓷+10mm厚芳纶板+6mm厚616装甲钢的复合靶板(以下简称后置复合靶)开展侵彻试验研究,测试结果如表5所示。
表5摇靶板侵彻测试结果
Tab.5摇Penetrationtestresults
试样编号弹丸速度/(m·s-11鄄1)籽c/(g·cm-3)f
1鄄213郾P1鄄3
1016郾1017郾5019郾84
3郾740郾r/0郾34mm3郾3郾7776
0郾4621
3郾423郾3941
摇透摇,在弹丸平均速度为背部产生裂纹1孔017郾,6039m装/s,甲后置复合靶被穿0郾34mm深,平均防护系数为3郾41,钢后置复合靶防平均压痕为护效果明显优于前置复合靶,一定程度表明616装甲钢背板的支撑作用对其防护效果具有显著影响。图10所示为后置复合靶破坏形貌。
图10(a)为复合靶陶瓷板破坏形貌,破坏形式同前置复合靶基本相同,但完好程度优于前置复合靶。图10(b)和图10(c)为芳纶板破坏形貌,从中可以看出受冲击正面到冲击背面呈喇叭形放大,原因在于纤维复合材料在弹体高速撞击作用下发生压缩和剪切破坏,剪切波具有横向传播效应,因而在芳纶板背面形成喇叭形放大的变形锥。此外,后置复合靶芳纶板作为夹层,弹丸侵彻动能尚未充分消耗,侵彻过程中产生的冲击强度远高于芳纶板抗剪切、
图10摇复合靶破坏形貌
摇
Fig.10摇Failuremorphologiesofcompositetarget
压缩强度,因而芳纶板呈现明显的纤维拉伸破坏特征。图10(d)和图10(e)为616装甲钢宏观破坏形貌,其背板为603装甲钢,在侵彻过程中提供强度支撑,对装甲钢塑性变形具有阻碍作用,616装甲钢表面产生挤凿扩孔破坏。
3郾1摇装甲钢弹坑金相分析
后置复合靶616装甲钢弹孔处金相试样如图11(a)所示,弹坑边缘典型区域划分如图11(b)所示。
通过图11对其微观形貌进行分析,结果显示,同前置复合靶相比,沿弹丸侵彻方向存在大量绝热剪切带,但不同位置组织形貌由于所受弹丸侵彻载荷及由此产生的热效应不同而存在差异。沿侵彻方向各区域的典型图像如图12(a)~图12(e)所示,图中深黑色区域为镶嵌材料。
图12(a)取自后置复合靶装甲钢弹丸侵彻起始部位E,靶板表面脱碳层沿侵彻约呈45毅夹角伸长。1572
兵摇工摇图11摇金相试样
摇
Fig.11摇Metallographicspecimen
在弹坑中间部位F,如图12(b)所示沿侵彻方向绝热剪切带厚度增加,分布在20~40滋m间,并出现与侵彻方向呈45毅夹角的绝热剪切带分叉(图12(c)中椭圆区域淤)。图12(d)为图12(c)椭圆区域于在放大500倍下的微观组织形貌,通过图12(b)、图12(c)、图12(d)对比分析可知,随弹丸侵彻不断深入,塑性变形加剧,产生热量不断增加,由塑性变形产生的热效应及材料强度软化效应导致的绝热剪切带宽度也逐渐增加。在绝热剪切带附近区域可以观察到大量拉长晶粒,相较于原始组织,晶粒更加细密且拉长方向同弹丸侵彻方向夹角约为45毅.图12(e)取自图11(b)中弹坑底部区域G,绝热剪切带厚度仅10~20滋m且不连续,剪切带周围晶粒未出现明显沿某一方向拉长变形。3郾2摇数值分析
对后置复合靶侵彻试验进行数值模拟,设定弹丸初始速度为1017郾9m/s,数值结果表明,后置复合靶板被穿透,并在603装甲钢产生了0郾5mm深凹26郾坑,34其总穿甲深度为mm相比误差为26郾5mm,与实际总穿甲深度
试验结果吻合良好。弹丸侵彻后置复合靶板中装甲0郾6%,可知数值模拟结果与钢的毁伤效果如图13所示。
3沿弹丸侵彻方向在装甲钢弹孔边缘设立d、e、f
彻过程中弹靶交界面的压力变化情况如图个观测点,观测点位置如图13(c)所示。14获得侵所示。结合后置复合靶板微观组织形貌及弹靶界面力学行为分析如下段,弹靶之间作用力相对较小1)与前置复合靶相同:
,在弹靶刚开始接触阶
,装甲钢受到冲击变形
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第39卷
图12摇后置复合靶装甲钢弹坑边缘金相显微图像Fig.12摇Metallographiccrateredgeinpost鄄compositemicrographsoftarget
armoredsteel
摇第8期弹丸侵彻多层异质复合靶板中装甲钢变形细观和微观机理研究1573
图13摇数值模拟结果
摇
Fig.13摇Numericallysimulatedresults
图14摇616装甲钢孔壁节点压力-时间曲线
Fig.14摇Pressure鄄timeon616armoredcurvessteel
atprojectileholes
摇
不足以形成绝热剪切带,但弹丸挤进部位d点所受压力明显高于前置复合靶a点。由宏观变形可知,此阶段主要以开坑为主,在微观组织上弹靶周围组织产生同侵彻方向呈45毅夹角的晶粒拉长,相较于
前置复合靶剪切作用明显2)e点相较d点、f点受力最大。
置复合靶b点峰值,结合微观组织,在弹坑沿侵彻方,且明显高于前
向中间部位产生大量剪切带,且随侵彻深度增加,剪切带厚度有所增加。同前置复合靶微观组织及力学行为差异表明,装甲钢背板支撑强度对其抗侵彻特性具有显著影响,绝热剪切带的形成与材料的塑性变形机理有关。钢的塑性变形以位错形式完成,位错在运动中受到第2相粒子及晶界等阻碍,形成位错塞积群,Senthil等[21]研究表明材料强度越高,越616容易满足绝热剪切带形成条件。后置复合靶中,
高刚度力学特性装甲钢支撑板为,对616603装甲钢塑性变形产生强阻装甲钢,其具有高强度和碍,形成位错塞积群所需应力大。当冲击强度超过临界应力时,位错塞积崩塌,在弹坑边缘区域形成高密度位错及应力集中,位错在剪应力作用下运动,更容易达到临界条件发展成为绝热剪切带知,相较于3)弹丸侵彻至装甲钢背部e点,弹靶之间接触力减弱,由f点受力特点可。
,在微观组织中剪切带的形成出现间隔。在侵彻结束阶段,弹丸侵彻靶板能力减弱,靶板变形速度有所减缓,剪切带作为能量的一种释放方式,可以协调一定区域变形,只有在变形不协调累积到一定程度才会发生另一次绝热剪切。乔立等[22]研究表明,同裂纹相比,剪切带的形成是一种更为有效的耗散能量方式。弹丸侵
彻装甲钢后期损伤形式的差异,可为靶板设计提供参考依据。
3郾3摇剪切带SEM分析
利用Ultra55场发射SEM对弹坑边缘微观组织形貌进行观察,如图15所示,弹坑边缘可分为弹丸残留区、绝热剪切层、变形细晶层、形变层4个区域。图15摇绝热剪切带SEM图像(放大2500倍)
摇
Fig.15摇SEMimageofadiabaticshearbands(2500伊)
由图15可见:弹丸残留区与图6(a)中椭圆区域淤相同,均为弹丸侵彻残留;绝热剪切层经硝酸酒精腐蚀后未显示组织特征;在剪切带临近变形细晶
1574
兵摇工摇层为10~15滋m厚细化马氏体组织,晶粒取向与侵彻方向夹角约为30毅,分析认为受绝热剪切温度影响,金属温度升高,原子活动能力增强,原子间结合力降低,使滑移阻力降低。在剪切力作用下,剪切带周围组织产生了塑性变形,向趋于受力方向晶面转动,使处于任意位向的晶粒调整为取向趋于一致,这种择优取向效应使剪切带周围组织表现出明显各向异性特征[23]提高,与测得的维氏硬度结果具有一致性,在宏观上表现为该区域材料硬度显著。不同区域硬度测试结果表明:由绝热剪切带到变形细晶层硬度升高,变形细晶层高硬度马氏体组织有助于承受外界载荷,在一定程度上抑制塑性变形向内层延伸,提高弹丸开坑阻力;在形变层马氏体组织相较于形变细晶层晶粒粗大,且晶粒取向同侵彻方向夹角也增大,约为45毅郾变形细晶层和形变层晶粒取向差异主要是由于两个区域受到挤压变形程度不同影响了其方向的改变。图16所示为弹坑边缘各典型区域的维氏硬度。
图16摇弹坑边缘各典型区域的维氏硬度
摇
Fig.16摇Vickershardnessintypicalregionsofcrateredge
上述研究表明:后置复合靶在603装甲钢支撑下,相较前置复合靶,弹靶界面接触力更高,位错运动产生塑性变形阻碍作用更强;变形细晶层高硬度马氏体组织一定程度上抑制塑性变形向内延伸,提高了弹丸开坑阻力;弹坑边缘区域形成高密度位错及应力集中,易达到临界条件发展成为绝热剪切带。
4摇结论
本文通过对不同结构方式复合靶板中装甲钢弹坑组织演化规律、能谱分析及硬度分布研究,从细观和微观角度分析了其塑性变形机理,结合数值模拟弹坑边缘不同区域受力状态,得出结论如下:
性变形产生热量低1)弹丸侵彻初期,因此在侵彻初期仅出现晶粒变
,弹靶接触界面作用力小,塑
学摇报
第39卷
形,未形成绝热剪切带。随着侵彻深入,弹靶界面受力作用明显增强,接触区域由于塑性变形产生热效应及强度软化效应共同作用形成绝热剪切带,临近绝热剪切带区域组织在剪切力作用下,形成硬度较高取向一致的细密组织。在侵彻后期,弹靶之间作用力减弱靶,波阻抗匹配由高至低2)装甲钢后置复合靶防护性能优于前置复合
,难以提供绝热剪切带的形成条件。
。弹丸侵彻过程产生应力波,在分层界面产生反射拉伸波,导致装甲钢背部出现卸载。卸载波之间相互作用,产生裂纹扩展,降低弹丸侵彻阻力,不利于防护性能提升。
成具有重要影响作用3)616装甲钢背板支撑强度对绝热剪切带的形
,支撑板刚度越大,对616装甲钢塑性变形产生强阻碍,形成位错塞积群所需要的应力越大,当冲击强度超过临界应力时,位错塞积崩塌,在弹坑边缘区域形成高密度位错及应力集中,位错在剪应力作用下运动,更容易达到临界条件即产生失稳发展成为绝热剪切带氏体组织硬度高于绝热剪切带及原始马氏体组织4)弹丸侵彻过程中,剪切带内侧变形细晶层马
。
,在一定程度上抑制塑性变形向内层延伸,有助于提高弹丸开坑阻力。
以上结论,有助于材料特性各异的多层异质复合靶板抗弹机理分析,并为抗侵彻理论模型的建立及靶板结构优化设计提供了一定理论依据。
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