平頭破片侵徹中厚Q235靶板的破壞模式研究

周 卿，黃 松，趙鵬鐸，李旭東

(1.海軍裝備部, 北京 100036; 2.海軍研究院, 北京 100161)

隨著防護(hù)材料的發(fā)展，新型防護(hù)材料越來越多地應(yīng)用于防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中，但由于鋼板在強(qiáng)度、彈塑性、可加工性、承載能力、價(jià)格低廉等方面的優(yōu)勢(shì)，決定了其仍是防護(hù)領(lǐng)域應(yīng)用最廣泛的材料之一[1-2]。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼的防護(hù)及抗侵徹性能進(jìn)行了大量研究[2-9]，國內(nèi)鄧云飛等研究了單層/多層Q235鋼板對(duì)半球形/平頭形彈的抗侵徹特性[2,7-8]。任杰等[9]對(duì)SS、AS特種鋼及Q235鋼進(jìn)行了力學(xué)性能測試，并研究了3種不同低碳鋼對(duì)平頭圓柱形破片的抗侵徹性能。研究所采用的Q235靶板多是薄板，而隨著防護(hù)結(jié)構(gòu)的不斷加厚和改善，對(duì)中厚靶的研究也需進(jìn)一步研究。同時(shí)對(duì)從薄靶到厚靶的Q235鋼的彈道極限速度也缺乏的規(guī)律性。本文首先對(duì)Q235鋼靶板進(jìn)行了靜態(tài)壓、拉力學(xué)性能測試，采用彈道槍實(shí)驗(yàn)獲得了12～18 mm厚Q235靶板的彈道極限速度和靶板破壞模式，驗(yàn)證了數(shù)值仿真結(jié)果的可靠性。通過仿真分析了靶板的破壞模式及破片的侵蝕情況，最后通過數(shù)據(jù)擬合獲得了平頭彈侵徹Q235靶板的彈道極限速度隨靶板厚度的變化規(guī)律，研究結(jié)果可為防護(hù)結(jié)構(gòu)的抗彈性能研究提供參考。

1 Q235鋼基本力學(xué)性能

為了獲得Q235低碳鋼在軸向靜壓/拉作用下的力學(xué)性能，進(jìn)行了靶板材料的靜態(tài)壓縮/拉伸試驗(yàn)，壓縮試樣尺寸及要求根據(jù)GB/T7314—2005金屬材料室溫壓縮試驗(yàn)方法[10]進(jìn)行加工，拉伸試樣尺寸及要求根據(jù)GB/T228.1—2010金屬材料：拉伸試驗(yàn)-室溫試驗(yàn)方法[11]進(jìn)行加工。壓縮試樣為圓柱型，尺寸為Φ5 mm×4 mm；拉伸試樣為國標(biāo)中規(guī)定的矩形試樣，試樣厚3 mm，試驗(yàn)段寬10 mm，原始標(biāo)距31 mm，平行段長度40 mm。實(shí)驗(yàn)采用美國INSTRON公司生產(chǎn)的Instron 5985型復(fù)合材料試驗(yàn)機(jī)完成試樣的靜態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)，試驗(yàn)機(jī)載荷測量精度為±0.5%，壓縮試驗(yàn)和拉伸試驗(yàn)的加載應(yīng)變率均為0.001 s-1，重復(fù)兩次實(shí)驗(yàn)。圖1所示為實(shí)驗(yàn)獲得的試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線。破片材料為35CrMnSi鋼，其力學(xué)性能數(shù)據(jù)參考文獻(xiàn)[16]，表1中為35CrMnSi和Q235的基本力學(xué)性能數(shù)據(jù)。

表1 35CrMnSi和Q235基本力學(xué)參數(shù)

圖1 靜態(tài)下Q235的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2 彈道槍加載實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

靶板的彈道極限速度測量采用彈道槍實(shí)驗(yàn)獲得，彈道槍實(shí)驗(yàn)在北京理工大學(xué)東花園實(shí)驗(yàn)基地地上靶道進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)示意圖如圖2。通過滑膛彈道槍管加載拋射破片，破片高速穿過目標(biāo)靶前和靶后的通斷測速系統(tǒng)，可分別測得破片的靶前速度和靶后速度[9]。彈道槍口徑為Φ12.7 mm，破片為經(jīng)過熱處理過的質(zhì)量7.5 g的35CrMnSi平頭圓柱形破片，尺寸為Φ9 mm×15 mm(ΦD×L)。靶板為4塊同一批次但厚度不同的300 mm×300 mm Q235靶板，4塊靶板厚度H分別為H1=12 mm、H2=14 mm、H3=16 mm和H4=18 mm。

圖2 彈道槍實(shí)驗(yàn)布置示意圖

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

每發(fā)實(shí)驗(yàn)后記錄破片的靶前速度V1和靶后速度V2，實(shí)驗(yàn)結(jié)果、靶板彈道極限速度V50列于表2中。

表2 Q235鋼實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表2中4種厚度Q235靶板的彈道極限速度V50的計(jì)算方法參見文獻(xiàn)[9]。大量試驗(yàn)研究表明，彈道極限速度近似服從正態(tài)分布[13]，故對(duì)表中四種靶板的彈道極限試驗(yàn)值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)學(xué)分析，得到樣本數(shù)據(jù)的95%置信區(qū)間，通過公式計(jì)算得到的靶板彈道極限速度均散落在區(qū)間內(nèi)，可見計(jì)算得到的數(shù)據(jù)是有效的。此外從表2中可以看到靶板厚度從16 mm增加到18 mm時(shí)，V50增加百分比有明顯增大。

2.3 破壞模式對(duì)比

圖3為破片侵徹4種厚度靶板時(shí)臨界穿透破壞模式，靶板侵徹部位出現(xiàn)明顯的局部擾動(dòng)區(qū)，靶板未出現(xiàn)大范圍的彎曲變形和整體變形。圖3(a)～圖3(c)分別為破片侵徹12 mm、14 mm和16 mm靶板的臨界穿透狀態(tài)，可以看到，這3種厚度下靶板背部的破壞模式均為剪切沖塞破壞，靶板背部凸起形成沖塞體，沖塞體和靶板連接基處出現(xiàn)裂縫，12 mm和14 mm靶板的裂縫范圍約為50%，此時(shí)沖塞體未完全脫離靶板；16 mm靶板的沖塞體已形成，并與靶板分離。圖3(d)為破片侵徹18 mm靶板的臨界穿透狀態(tài)，可以看到，靶板背部的破壞模式與前3種明顯不同，破片侵徹18 mm靶板時(shí)未形成明顯的沖塞體，凸起部分和靶板連接基處未出現(xiàn)裂縫，而是靶板背部凸起頂部出現(xiàn)徑向破裂，隨著彈丸的侵徹凸起部分從頂部向外擴(kuò)大，形成“火山口式”破壞。

圖3 不同厚度靶板臨界破壞模式

圖4為18 mm靶板背部凸起變形后剛發(fā)生破壞的侵徹情況，可以看到靶板背部的破壞是凸起變形的頂部發(fā)生徑向破裂，而破片侵徹另3種厚度靶板時(shí)均未出現(xiàn)這種破壞模式。圖5顯示了表2中破片侵徹18 mm靶板時(shí)第4發(fā)的靶板背部破壞情況，破片的靶后速度為358.43 m/s，從圖中可見靶板背部僅有部分“火山口式”凸起殘留，其余大部分發(fā)生崩落飛出。這是因?yàn)殁g頭破片以高速撞擊厚靶板時(shí)沖擊波在自由面反射為稀疏波，在靶板中產(chǎn)生高的拉伸應(yīng)力而在靶板背部產(chǎn)生初始層裂現(xiàn)象[14]，隨后在破片高速貫穿過程中凸起頂部發(fā)生破裂，在破片的高速穿透下帶動(dòng)靶板背部侵徹孔周圍的層裂部分脫落飛出。通過上述對(duì)比分析可見對(duì)于18 mm厚靶板的破壞模式明顯不同于12～16 mm厚靶板的破壞模式，靶板破壞模式的變化是導(dǎo)致靶板的彈道極限速度變化的主要原因之一。

圖4 18 mm靶板未完全穿透

圖5 18 mm靶板完全穿透

3 數(shù)值仿真

3.1 仿真模型建立

本節(jié)采用有限元分析軟件Autodyn對(duì)圓柱破片侵徹不同厚度的Q235靶板過程進(jìn)行了數(shù)值仿真。由于彈-靶系統(tǒng)具有一定的對(duì)稱性，選用“mm-mg-ms”單位制建立1/2對(duì)稱有限元模型。仿真中破片和靶體的尺寸均和實(shí)驗(yàn)中的尺寸一致，圓柱破片采用0.8 mm網(wǎng)格尺寸，靶板在厚度方向采用0.5 mm網(wǎng)格尺寸，在邊長方向上采用由中心向外逐漸稀疏的漸變網(wǎng)格(中心處網(wǎng)格尺寸為0.5 mm)。在靶板邊界施加固定邊界條件，約束靶板的整體橫向位移，仿真模型如圖6所示。

圖6 仿真有限元模型

靶板Q235鋼的本構(gòu)模型采用Johnson-Cook強(qiáng)度模型來描述，狀態(tài)方程用Mie-Gruneisen模型描述。由于實(shí)驗(yàn)獲得的Q235鋼的力學(xué)參數(shù)與文獻(xiàn)[15]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果接近，在文獻(xiàn)[15]中進(jìn)行了詳細(xì)的Johnson-Cook模型參數(shù)擬合及驗(yàn)證，故仿真中Q235鋼的參數(shù)取自文獻(xiàn)[15]，主要參數(shù)見表3，其中且Q235鋼的塑性應(yīng)變失效參數(shù)取為1.10；破片35CrMnSi鋼的本構(gòu)模型采用Von-Mises強(qiáng)度模型來描述，狀態(tài)方程用Mie-Gruneisen模型描述。實(shí)驗(yàn)所用的35CrMnSi破片與文獻(xiàn)[16]中相同，故破片的仿真參數(shù)取自文獻(xiàn)[16]，如表4所示，35CrMnSi鋼塑性應(yīng)變失效參數(shù)取為1.25。

表3 Q235鋼材料模型主要參數(shù)

表4 35CrMnSi鋼材料模型主要參數(shù)

3.2 仿真結(jié)果分析

基于彈道槍實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，以實(shí)驗(yàn)獲得的彈道極限速度為參考，進(jìn)行了破片侵徹12～18 mm靶板的數(shù)值仿真。仿真結(jié)果如表5所示，其中V1為靶前侵徹速度，V2為靶板剛被穿透時(shí)破片的剩余速度，從表中可以看到V2均小于10 m/s，此時(shí)破片已沒有侵徹能力，故此認(rèn)為靶前速度V1即為靶板的彈道極限速度V50。表中誤差定義仿真值大于實(shí)驗(yàn)值為正誤差，否則為負(fù)誤差。實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果的誤差均小于3%，可見仿真參數(shù)具有一定的可靠性，仿真結(jié)果在一定程度上能夠反映實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

表5 Q235靶板彈道極限的實(shí)驗(yàn)值與仿真值

在圖7中 12 mm靶板的破壞模式與圖3(a)中相同，圖8中靶板背部形成“火山口”式破壞，與圖3(d)中的破壞模式基本相同，可見仿真方法能夠很好的模擬兩種厚度靶板的破壞模式。

圖7 12 mm靶板應(yīng)力云圖

圖8 18 mm靶板應(yīng)力云圖

從破片的失效來看：破片接觸靶板后在接觸處總是存在接觸應(yīng)力，隨著侵徹的進(jìn)行，應(yīng)力區(qū)的逐步變化顯示了應(yīng)力波的傳播過程。從文獻(xiàn)[17]可知對(duì)彈體而言，彈丸著速越大，產(chǎn)生的應(yīng)力越大，且彈丸整體歷程受應(yīng)力波的影響越小。由于破片侵徹12 mm時(shí)的著靶速度較小，產(chǎn)生的壓應(yīng)力較破片侵徹18 mm時(shí)小。與靶板材料的屈服應(yīng)力和破壞極限相比，從圖7、圖8可見，破片侵徹靶板產(chǎn)生的壓應(yīng)力使破片頭部發(fā)生墩粗變形，但由于破片侵徹18 mm靶板時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力要大于12 mm靶板，故破片頭部發(fā)生墩粗變形后侵蝕更加明顯，所以侵徹12 mm靶板的破片形成蘑菇狀頭部持續(xù)整個(gè)侵徹過程，而侵徹18 mm靶板的破片則形成類似“圓頭彈”。

從靶板的失效破壞來看：彈靶接觸后在靶板中產(chǎn)生壓縮應(yīng)力波，一部分應(yīng)力波以接觸點(diǎn)為中心向靶板周向傳播，一部分沿厚度方向傳播，到達(dá)靶板背面反射為拉伸波，拉伸應(yīng)力和周向應(yīng)力共同作用，靶板侵徹孔中形成環(huán)向裂紋。在侵徹過程中，18 mm靶板和12 mm靶板破壞的區(qū)別為：在48～50 μs時(shí)，12 mm靶板由于破片的蘑菇狀頭部，增大彈-靶的接觸面積，在接觸部分出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，發(fā)生絕熱剪切，最終形成大塞塊，靶板侵徹孔徑變化不大；而18 mm靶板由于類似圓頭破片侵徹，發(fā)生絕熱剪切失效產(chǎn)生的裂紋逐漸向凸起頂部集中的過程中，凸起頂部由于拉伸應(yīng)力作用還發(fā)生了徑向破壞，在56 μs時(shí)刻凸起“半腰”部發(fā)生斷裂，形成很小的沖塞體，從靶板侵徹孔來看，孔徑逐漸減小。

圖9顯示了破片侵徹兩種靶板過程中破片剩余質(zhì)量隨時(shí)間的變化曲線。從圖中可以看到破片的侵蝕主要發(fā)生在前期的延性擴(kuò)孔階段，侵徹18 mm靶板的破片侵蝕量及侵蝕速率大于侵徹12 mm靶板的破片。破片侵蝕情況如表6所示，在0.03 ms左右，侵徹18 mm靶板的破片質(zhì)量與原破片質(zhì)量相比下降了50.3%，侵徹12 mm靶板的破片質(zhì)量與原破片質(zhì)量相比下降了18.9%，侵徹18 mm靶板的破片侵蝕量比侵徹12 mm靶板的破片侵蝕量多165%。通過對(duì)破片頭部變形及侵蝕量的分析，可見破片頭部的變形情況對(duì)靶板的破壞模式有較大的影響。

圖9 破片質(zhì)量變化曲線

表6 破片質(zhì)量變化情況

基于破片侵徹12～18 mm靶板的數(shù)值仿真，為了獲得厚度為2～10 mm的Q235靶板的彈道極限，進(jìn)行了一系列的仿真，獲得了該厚度范圍內(nèi)Q235靶板的彈道極限速度，如表7所示。對(duì)表5和表7中的彈道極限數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到彈道極限速度V50隨H/D的變化曲線(H/D為靶板的無量綱厚度)。如圖10所示。通過對(duì)圖中的點(diǎn)進(jìn)行擬合，獲得了V50隨H/D的變化關(guān)系式V50=94.2(H/D+2.0)2-92.8，可以很好的描述Q235靶板的V50隨H/D的變化。

表7 不同厚度靶板的彈道極限

圖10 V50隨H/D的變化曲線

4 結(jié) 論

1) 平頭破片侵徹中厚靶板時(shí)，靶板的破壞模式隨靶板厚度的變化而不同。當(dāng)12 mm

2) 破片侵蝕主要發(fā)生在侵徹的延性擴(kuò)孔階段，破片侵徹18 mm靶板時(shí)的侵蝕量為50.3%，比侵徹12mm靶板的侵蝕量(18.9%)大165%。破片頭部的侵蝕情況對(duì)靶板的破壞模式有較大的影響；

3) 通過對(duì)4～18 mm(0.44≤H/D≤2)Q235靶板彈道極限速度擬合，得到V50隨H/D的變化關(guān)系式V50=94.2(H/D+2.0)2-92.8。