高強(qiáng)度低成本Ti5322合金的抗彈性能及其抗彈機(jī)理研究

鄭 超，朱秀榮，辛海鷹，邵志文，周 偉，辛社偉，葛 鵬

(1.中國兵器科學(xué)研究院寧波分院，浙江 寧波 315103) (2.西北有色金屬研究院，陜西 西安 710016)

低成本鈦合金是通過添加返回料、低合金化和短流程軋制等途徑制備的一種成本低廉的鈦合金材料[1-3]。對于以航空航天領(lǐng)域為應(yīng)用背景的傳統(tǒng)鈦合金，研究時應(yīng)重點考慮強(qiáng)韌性匹配、疲勞性能、斷裂韌性和損傷容限性能等；以兵器領(lǐng)域為應(yīng)用背景的低成本鈦合金，研究時則需要重點考慮動態(tài)力學(xué)性能和抗彈性能等[4-6]。

國內(nèi)外學(xué)者針對裝甲用鈦合金的抗彈性能及其抗彈機(jī)理開展了大量研究工作。美國陸軍研究實驗室進(jìn)行了不同口徑破片模擬彈(FSP)、普通穿甲彈(AP)、脫殼穩(wěn)翼穿甲彈(APDSFS)對不同厚度鈦合金，尤其是Ti6Al4V合金的終點彈道侵徹實驗，得到了極限穿透速度V50，并建立了美軍裝甲鈦合金的通用標(biāo)準(zhǔn)MIL-A-46077(A-G)等[7-9]。該研究室還開展了不同長徑比的鎢合金、貧鈾合金制長桿穿甲彈侵徹Ti6Al4V合金的實驗，研究結(jié)果表明：在分別采用長徑比均為10的鎢合金制長桿穿甲彈和貧鈾合金制長桿穿甲彈的情況下，Ti6Al4V合金靶板的抗彈性能比均質(zhì)裝甲鋼提高了約60%～80%。Murr等[10,11]研究認(rèn)為，Ti6Al4V合金靶板以沖塞為特征的脆性損傷模式是其塑性流變機(jī)制作用所導(dǎo)致的：隨著彈丸侵徹速度的提高，Ti6Al4V合金靶板內(nèi)絕熱剪切帶及其誘發(fā)的微裂紋數(shù)量逐漸增加，這些萌生擴(kuò)展的絕熱剪切帶及微裂紋是導(dǎo)致靶板失載的主要原因。Zheng等[12]開展了等軸組織和片層組織Ti6Al4V合金靶板失效機(jī)制的研究，發(fā)現(xiàn)微觀組織不同的鈦合金其失效機(jī)制不同，而這種差異是由合金中絕熱剪切局域化行為的不同所導(dǎo)致的。然而，目前國內(nèi)外鮮有關(guān)于低成本鈦合金在長桿穿甲模擬彈侵徹條件下?lián)p傷機(jī)制和抗彈機(jī)理的研究報道。

為此，以我國自主研制的高強(qiáng)度低成本Ti5322合金[13]為研究對象，采用底推式105 mm長桿穿甲模擬彈進(jìn)行終點彈道侵徹實驗，結(jié)合靶板的宏觀、微觀損傷研究其抗彈性能及抗彈機(jī)理，旨在為該合金在兵器領(lǐng)域中的應(yīng)用提供參考。

1 實 驗

實驗用高強(qiáng)度低成本Ti5322合金板材由西北有色金屬研究院鈦及鈦合金研究所和西部金屬材料股份有限公司提供，其名義成分為 Ti-5.15Al-3.02V-1.90Fe-2.15Cr-0.074O-0.018C-0.007N-0.002H，β相變點為(892±5)℃。

Ti5322合金板材的微觀組織呈現(xiàn)出較粗大片層組織特征，如圖1所示，這種片層組織由短棒狀初生α相和其間殘余的少量轉(zhuǎn)變β相組成。該合金是一種高強(qiáng)度鈦合金，抗拉強(qiáng)度為1 121 MPa，屈服強(qiáng)度為987 MPa，延伸率為13.0%，斷面收縮率為32.0%，洛氏硬度(HRC)為34.0，動態(tài)硬度為5.22 GPa，動態(tài)抗壓強(qiáng)度為1 531 MPa，斷裂應(yīng)變?yōu)?6.5%，沖擊吸收能為253 MJ/m3。Ti5322合金強(qiáng)度與目前國內(nèi)外通用中等強(qiáng)度(900 MPa級別)Ti6Al4V合金[14,15]相比，形成了約200 MPa的級差。

圖1 高強(qiáng)度低成本Ti5322合金板材金相照片F(xiàn)ig.1 Metallograph of high strength low-cost Ti5322 alloy plate

從Ti5322合金板材上切取尺寸為45 mm×150 mm×150 mm的靶板，將其與603裝甲鋼堆疊放置，靶板間采用自由邊界堆疊，無夾具等約束條件。將待測靶板固定于距離槍口約10 m的位置，使用底推式105 mm長桿穿甲模擬彈垂直侵徹靶板，進(jìn)行抗彈性能測試。圖2為終點彈道實驗裝置示意圖。105 mm桿式穿甲模擬彈的彈芯由93W鎢合金制成，彈芯直徑為6 mm，長徑比為13.9，全彈質(zhì)量約44 g，彈速為(1 350±50)m/s。

圖2 終點彈道實驗裝置示意圖Fig.2 Illustration of terminal ballistic test device

參考GJB 5119—2002《裝甲材料防護(hù)系數(shù)測定方法》進(jìn)行長桿穿甲模擬彈的抗彈性能評價。為了準(zhǔn)確獲得Ti5322合金靶板的抗彈性能，每組靶板進(jìn)行3次有效彈靶實驗，不同彈靶實驗彈坑間距大于3倍彈芯直徑。以3次實驗結(jié)果計算603裝甲鋼上殘余穿深的算術(shù)平均值。彈靶實驗后，沿Ti5322合金靶板的彈坑中線剖開，一半作為彈坑宏觀損傷試樣，另一半作為彈坑微觀損傷試樣，采用光學(xué)顯微鏡觀察宏觀、微觀損傷形貌。

2 結(jié)果與討論

2.1 抗彈性能

質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em用來表征在同等質(zhì)量條件下金屬裝甲材料的抗彈性能和均質(zhì)裝甲鋼的差異；而空間防護(hù)系數(shù)Es用來表征在同等厚度條件下金屬裝甲材料的抗彈性能和均質(zhì)裝甲鋼的差異。質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em和空間防護(hù)系數(shù)Es的計算方法如下。

Em=[ρRHA·(TW0-TW)]/(ρTi5322·b)

Es= (TW0-TW)/b=Em×(ρTi5322/ρRHA)

式中：ρRHA、ρTi5322分別是均質(zhì)裝甲鋼和Ti5322合金的密度；TW0是底推式105 mm桿式模擬彈垂直侵徹均質(zhì)裝甲鋼的絕對穿深，取65 mm；TW是實驗中均質(zhì)裝甲鋼的殘余穿深;b是待測靶板的厚度。

實驗測得603均質(zhì)裝甲鋼上的平均殘余穿深約為19.17 mm，通過計算得到Ti5322合金的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em為1.80，空間防護(hù)系數(shù)Es為1.02。可見，Ti5322合金的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em比均質(zhì)裝甲鋼提高了約80%，而空間防護(hù)系數(shù)Es與均質(zhì)裝甲鋼相當(dāng)。

與在普通穿甲彈侵徹條件下相比，鈦合金材料在長桿穿甲彈侵徹條件下所呈現(xiàn)出的抗彈性能更高，一般可以提高20%～40%，這可能與彈靶作用過程中鈦合金靶板的損傷機(jī)制和抗彈機(jī)理有關(guān)。

2.2 宏觀損傷特征

圖3為Ti5322合金靶板的宏觀損傷形貌。與普通穿甲彈侵徹后的鈦合金靶板相比，長桿穿甲模擬彈侵徹形成的靶板開坑坑口和擊穿后坑口的直徑均較小，為(10±2)mm，約為模擬彈直徑的2倍；而形成的彈坑直徑則比模擬彈直徑略大，為(8±2)mm。

圖3 Ti5322合金靶板的宏觀損傷照片F(xiàn)ig.3 Macro-damage morphologies of Ti5322 alloy target plate：(a)front surface；(b)back surface

由于背部襯有603裝甲鋼，使得Ti5322合金背部崩落得到約束，僅形成類似圓盤狀的凸起，其直徑約為彈丸直徑的3倍。Ti5322合金在底推式105 mm桿式穿甲模擬彈侵徹條件下所呈現(xiàn)出的宏觀損傷特征，在Rupert等人[16,17]的研究報道中也有述及。

通常，人們沿用Grace方法[18]劃分長桿穿甲彈侵入金屬靶板的各階段，即忽略彈丸的開坑過程，將長桿穿甲彈侵入金屬靶板分為2個階段：①彈體的定常侵徹階段；②彈體擊穿靶板階段。由于本研究中需要從宏觀、微觀損傷的角度分析“長桿穿甲模擬彈-低成本鈦合金”彈靶作用副的作用過程，并討論Ti5322合金的損傷機(jī)制和抗彈機(jī)理，因此本研究仍舊區(qū)分實驗中的開坑階段。圖4為Ti5322合金靶板的剖面損傷形貌。從圖4可以看到，位置A對應(yīng)開坑階段，位置B和C對應(yīng)定常侵徹階段，位置D對應(yīng)擊穿階段。

圖4 Ti5322合金靶板的剖面損傷形貌Fig.4 Sectional damage morphology of perforated channels of Ti5322 alloy target plate

2.3 微觀損傷特征

結(jié)合靶板損傷后的宏觀、微觀損傷特征分析，國內(nèi)外對Ti6Al4V合金損傷機(jī)制和抗彈機(jī)理的研究比較充分，特別是Murr等[10,11]通過靶試實驗闡明了Ti6Al4V合金在破片模擬彈(FSP)侵徹條件下的損傷機(jī)制，Zheng等[19]通過靶試實驗闡明了Ti6Al4V合金在普通穿甲彈(AP)侵徹條件下的損傷機(jī)制。這些關(guān)于Ti6Al4V合金損傷機(jī)制和抗彈機(jī)理的研究結(jié)果也得到了實驗證實[20-22]。

圖5為圖4中Ti5322合金靶板位置A的微觀損傷形貌。從圖5可以看到，在長桿穿甲模擬彈侵入Ti5322合金靶板的初期，就發(fā)生了絕熱剪切局域化行為。這種變形行為以靶板彈坑附近觀察到的大量絕熱剪切帶及帶內(nèi)形成的微裂紋等為特征。

圖5 圖4中Ti5322合金靶板位置A的微觀損傷形貌Fig.5 Morphology of micro-damage at location A in fig.4 of Ti5322 alloy target plate

圖6為圖4中Ti5322合金靶板位置B的微觀損傷形貌。從圖6可以看出，在彈坑附近(3±1)mm的范圍內(nèi)，形成了大量的絕熱剪切帶，并且?guī)?nèi)萌生了大量的微裂紋。與破片模擬彈和普通穿甲彈侵徹后鈦合金靶板彈坑附近微觀損傷行為不同，Ti5322合金靶板內(nèi)絕熱剪切帶多發(fā)生分叉并彼此交互纏結(jié)。這種絕熱剪切局域化行為特征在圖7中可以更加清晰的看到。絕熱剪切帶的分叉和交互纏結(jié)是導(dǎo)致Ti5322合金靶板在長桿穿甲模擬彈侵徹條件下彈坑附近發(fā)生破碎破壞的原因。

圖6 圖4中Ti5322合金靶板位置B的微觀損傷形貌Fig.6 Morphology of micro-damage at location B in fig.4 of Ti5322 alloy target plate

圖7 圖4中Ti5322合金靶板位置B的絕熱剪切帶分叉和交互纏結(jié)形貌Fig.7 Bifurcation and interaction of adiabatic shear band at position B in fig.4 of Ti5322 alloy target plate

圖8為圖4中Ti5322合金靶板位置C的微觀損傷形貌。圖8中殘留于Ti5322合金彈坑的破碎彈體材料和破碎靶板材料再現(xiàn)了長桿穿甲模擬彈侵入Ti5322合金靶板過程的劇烈程度。如圖6中觀察到的彈坑附近靶板材料的破碎行為特征一樣，Ti5322合金正是通過這種多分叉和強(qiáng)交互纏結(jié)特征的絕熱剪切局域化行為，實現(xiàn)了自身材料的變形破碎并最終有效地消耗了彈體能量。圖9為圖4中Ti5322合金靶板位置D的微觀損傷形貌。從圖9中同樣可以觀察到大量絕熱剪切帶聚集并纏結(jié)的特征。

圖8 圖4中Ti5322合金靶板位置C的微觀損傷形貌Fig.8 Morphology of micro-damage at location C in fig.4 of Ti5322 alloy target plate

圖9 圖4中Ti5322合金靶板位置D的微觀損傷形貌Fig.9 Morphology of micro-damage at location D in fig.4 of Ti5322 alloy target plate

由于鈦合金材料在動態(tài)承載條件下往往會表現(xiàn)出絕熱剪切局域化行為特征，這使得其無論是在破片模擬彈還是在普通穿甲彈的侵徹條件下，均以絕熱剪切局域化行為為特征并通過這種絕熱剪切局域化行為實現(xiàn)靶板自身的變形破壞和對彈體動能的有效消耗。但是，在長桿穿甲模擬彈的侵徹條件下，由絕熱剪切局域化行為協(xié)調(diào)的靶板自身的變形破壞行為及其對彈體動能的消耗有所不同，這種不同主要表現(xiàn)為在彈靶作用副中，鈦合金靶板在消耗彈體能量的同時可以通過彈靶互侵蝕行為對彈體材料進(jìn)行消耗。這也是鈦合金材料在長桿穿甲彈侵徹條件下比在普通穿甲彈侵徹條件下能夠呈現(xiàn)出更高抗彈性能的原因。

2.4 傾角效應(yīng)

金屬裝甲防護(hù)材料在穿甲彈的侵徹條件下具有一些特殊的抗彈效應(yīng)，包括厚度效應(yīng)、傾角效應(yīng)和間隙效應(yīng)等[23]。傾角效應(yīng)是在厚度一定的條件下，金屬裝甲防護(hù)材料抗彈性能隨著傾角的變化所呈現(xiàn)出的變化規(guī)律。金屬裝甲防護(hù)材料在普通穿甲彈侵徹條件下的傾角效應(yīng)通常表現(xiàn)為正效應(yīng)。

在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金的背板603裝甲鋼上基本沒有形成可測量的彈坑，由此可知殘余彈體的彈速較低。這說明與垂直侵徹條件下相比，Ti5322合金的抗彈性能得到了顯著提高。

圖10為長桿穿甲模擬彈在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板的宏觀損傷形貌。與垂直侵徹條件下相比，在侵徹角為45°的條件下Ti5322合金靶板開坑階段坑口顯著增大，坑口長軸為(25±5)mm，是長桿穿甲模擬彈彈芯直徑的3～5倍。

圖10 在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板的宏觀損傷形貌Fig.10 Macro-damage morphologies of Ti5322 alloy target plate impacted at the angle of 45°：(a)front surface；(b)back surface

圖11為在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板的剖面形貌。從圖11可以看到，靶板開坑坑口發(fā)生了顯著的侵蝕。對圖11中Ti5322合金靶板剖面A、B、C、D、E和F 6處位置進(jìn)行微觀損傷行為分析，發(fā)現(xiàn)除D、F外，A、B、C和E 4處位置很少有靶板材料的絕熱剪切局域化變形和破碎。

圖12為圖11中Ti5322合金靶板位置D的微觀損傷形貌。由圖12可以看到，長桿穿甲模擬彈在侵入Ti5322合金靶板的初期，就引起了靶板彈坑附近材料的嚴(yán)重變形和破碎破壞。在45°侵徹條件下，鎢合金彈體和Ti5322合金靶板的互侵蝕行為在彈靶作用的開坑階段便已經(jīng)發(fā)生。較早發(fā)生的彈靶互侵蝕行為使得長桿穿甲模擬彈的能量被更多的消耗，進(jìn)而使得Ti5322合金的抗彈性能得到提高。

圖11 在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板的剖面形貌Fig.11 Sectional damage morphology of perforated channels of Ti5322 alloy target plate impacted at the angle of 45°

圖12 圖11中Ti5322合金靶板位置D的微觀損傷形貌Fig.12 Morphology of micro-damage at location D in fig.11 of Ti5322 alloy target plate

圖13為圖11中Ti5322合金靶板位置F的微觀損傷形貌。結(jié)合圖10b可以看到，在擊穿階段，Ti5322合金靶板背部崩落不顯著，彈坑附近材料變形破碎并沒有引起大量靶板材料的破碎和飛濺，這表明彈靶作用副的彈靶作用在一定程度上發(fā)生了減弱。

圖14為在侵徹角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板內(nèi)觀察到的絕熱剪切帶形貌。從圖14可以看到Ti5322合金靶板內(nèi)發(fā)生絕熱剪切局域化行為，其中圖14a～c為絕熱剪切帶的萌生擴(kuò)展和帶內(nèi)微裂紋的成核長大，圖14d～e為絕熱剪切帶的分叉和交互纏結(jié)。

圖13 圖11中Ti5322合金靶板位置F的微觀損傷形貌Fig.13 Morphology of micro-damage at location F in fig.11 of Ti5322 alloy target plate

圖14 在傾角為45°的侵徹條件下，Ti5322合金靶板的絕熱剪切帶分叉和交互纏結(jié)形貌Fig.14 Bifurcation and interaction of adiabatic shear band of Ti5322 alloy target plate impacted at the angle of 45°: (a-c)initiation and propagation of adiabatic shear, and formation and co-relation of adiabatic shear band induced cracks;(d-e)bifurcation and interaction of adiabatic shear bands

3 結(jié) 論

(1)在105 mm長桿穿甲彈的垂直侵徹條件下，厚度為45 mm的Ti5322合金靶板的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em為1.80，空間防護(hù)系數(shù)Es為1.02。

(2)在長桿穿甲彈的侵徹條件下，Ti5322合金的損傷機(jī)制和抗彈機(jī)理是通過自身的絕熱剪切局域化行為實現(xiàn)的。一方面，通過靶板的變形破碎協(xié)調(diào)了彈體侵入過程的擠鑿作用；另一方面，彈靶作用過程中發(fā)生的彈靶互侵蝕行為有效地消耗了彈體動能。

(3)Ti5322合金的傾角效應(yīng)為正效應(yīng)。