Mg/Al波紋復(fù)合板抗沖擊性能研究

張曉瓊，劉云飛,2，張斌，郭雄偉，王祖貴，李赫，王濤,3

Mg/Al波紋復(fù)合板抗沖擊性能研究

張曉瓊1a,1b，劉云飛1a,1b,2，張斌1a,1b，郭雄偉1a,1b，王祖貴1a,1b，李赫1a,1b，王濤1a,1b,3

（1. 太原理工大學(xué) a. 機械與運載工程學(xué)院；b. 先進金屬復(fù)合材料成形技術(shù)與裝備教育部工程研究中心，太原 030024；2. 中國重型機械研究院股份公司，西安 710068；3. 太原重型機械（集團）有限公司，太原 030027）

比對波紋軋制結(jié)構(gòu)和平面復(fù)合結(jié)構(gòu)的Mg/Al復(fù)合板抗沖擊性能與吸能機制。采用波紋輥軋制工藝制備Mg/Al復(fù)合板，使用半球形鋁合金彈丸對傳統(tǒng)平面復(fù)合板與波紋復(fù)合板進行不同速度下的沖擊試驗研究，并對比分析2種復(fù)合板的損傷機理，探明波紋結(jié)構(gòu)對復(fù)合板抗沖擊性能的影響。Mg/Al平面復(fù)合板抗半球形彈丸沖擊的吸能機制主要是通過靶板的塑性變形、剪切破壞、拉伸斷裂、分層破壞和彈丸與靶板間摩擦等形式來吸收能量。波紋復(fù)合板對沖擊能量的吸收主要依賴靶板的局部塑性變形、沿著波紋方向的開裂、結(jié)合界面的分層以及彈丸與靶板間的摩擦耗能。當(dāng)沖擊速度低于彈道極限速度時，波紋復(fù)合板的抗沖擊性能優(yōu)于平面復(fù)合板，高于彈道極限速度時，2種復(fù)合板的抗沖擊性能和耗能程度相當(dāng)。

鎂/鋁復(fù)合板；抗沖擊性能；吸能機制；變形損傷

鎂合金作為最輕的金屬結(jié)構(gòu)材料，具有比強度和比剛度高、吸振性好、電屏蔽性好、易回收等優(yōu)點，在航空航天及交通等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用前景[1]。鎂合金耐腐蝕性、抗磨損性、加工變形能力及抗疲勞性能差，嚴(yán)重制約了鎂合金的廣泛應(yīng)用[2—3]。將塑性變形能力好、耐蝕性強的鋁合金與鎂合金進行軋制復(fù)合，充分發(fā)揮鎂、鋁合金各自的優(yōu)異性能，大幅提高了鎂、鋁合金的使用價值[4—6]。

在實際軋制法制備過程中，由于鎂合金的塑性變形能力較差，當(dāng)軋制力太大時，鎂合金表面和邊部會產(chǎn)生裂紋，當(dāng)軋制力太小時，鋁合金板與鎂合金板難以復(fù)合[7—9]。徐希軍[10]采用熱軋復(fù)合的方法制備了Al/Mg/Al復(fù)合板，結(jié)果表明軋制溫度為465 ℃，保溫30 min，壓下率為50%，350 ℃退火2 h時，獲得的復(fù)合板結(jié)合效果良好，力學(xué)性能最佳。方博涵[11]研究了在不同溫度下、三道次軋制后Al/Mg/Al復(fù)合板的顯微組織和力學(xué)性能，結(jié)果表明，400 ℃時，Mg側(cè)γ相厚度明顯增長，在固相擴散時，γ相擴散系數(shù)隨溫度升高而變化明顯，在此溫度下復(fù)合板的力學(xué)性能最好。傳統(tǒng)平輥軋制生產(chǎn)的Mg/Al復(fù)合板存在一些問題，包括結(jié)合強度低、殘余應(yīng)力大和形狀翹曲嚴(yán)重。Wang Tao等[12—14]采用新型波紋輥+平輥軋制（CFR），通過試驗和數(shù)值模擬方法研究了復(fù)合板在CFR熱軋條件下的顯微組織演變和力學(xué)行為變化，發(fā)現(xiàn)波紋界面結(jié)構(gòu)通過較大的界面接觸面積、機械嚙合效應(yīng)以及顆粒釘扎效應(yīng)，大大增強了Mg/Al復(fù)合板的界面結(jié)合力。波紋復(fù)合材料作為抗沖擊防護材料是否適用，需針對其在沖擊載荷作用下的抗沖擊性能、吸能性能與損傷機理進行系統(tǒng)研究。

目前關(guān)于對防護性材料的研究，主要集中在纖維增強復(fù)合材料、金屬材料、無機非金屬材料以及它們之間2種或多種復(fù)合而成的材料[15—19]。對于金屬板在抗沖擊性能方面，除了研究單種金屬板外，還包括通過熱壓等方式將異種金屬板帶復(fù)合制備而成的層狀復(fù)合板[20—23]，但此類研究較少。文中通過波紋輥軋制的方法制備出波紋Mg/Al復(fù)合板，將波紋復(fù)合板與普通平面復(fù)合板進行抗沖擊性能研究，探索不同沖擊速度下波紋結(jié)構(gòu)對Mg/Al復(fù)合板抗沖擊性能的影響。

1 試驗

試驗基板選用2 mm厚的擠壓態(tài)AZ31B鎂合金板材，覆板采用1 mm厚的Al2024鋁合金板材，長寬尺寸為100 mm×100 mm，材料的化學(xué)成分如表1和表2所示。鎂、鋁板綁接之前先對將鎂合金板進行在300 ℃下保溫40 min，之后用鋼絲刷打磨鎂、鋁板的粘合表面，以去除板材表面的氧化物或油漬，將鎂板和鋁板綁接組成坯料。最后，將制備好的坯料放入400 ℃的真空加熱爐中，在氬氣氣氛下保溫25 min。在平輥軋制法中，Mg/Al坯料經(jīng)熱處理后直接放入軋機，上下輥均為常規(guī)平輥，壓下率為33.3%，軋制速度為0.12 m/s。波紋輥軋制法中，使鋁板與上波紋輥接觸，鎂板與下平輥接觸，軋后得到了鋁表面呈波紋狀的Mg/Al復(fù)合板，軋后平面復(fù)合板與波紋復(fù)合板如圖1所示。

表1 AZ31B鎂合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.1 Chemical composition of AZ31B magnesium alloy (mass fraction) %

表2 Al2024鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

Tab.2 The chemical composition of Al2024 aluminum alloy (mass fraction) %

對制備的平面復(fù)合板與波紋復(fù)合板進行一級輕氣炮沖擊試驗，試驗中所用的輕氣炮炮管內(nèi)徑約為14 mm，長度為1200 mm，炮口離靶板的距離約為60 mm，驅(qū)動氣體為氬氣，氣炮沖擊試驗裝置和所用彈丸尺寸如圖2所示，彈丸的質(zhì)量為6.5 g。在靶板的前后都安裝了激光測速儀，用來測量彈丸離開炮口時的初始速度和擊穿靶板后的剩余速度。試驗過程中需盡量保證彈丸的入射方向與靶板沖擊面垂直，在對復(fù)合板進行沖擊時，彈丸的沖擊側(cè)為鋁合金側(cè)，并將這一側(cè)記為正面，另一側(cè)記為背面。

圖1 Mg/Al復(fù)合板

圖2 沖擊試驗裝置示意

2 結(jié)果與討論

2.1 平面復(fù)合板抗沖擊性能

2.1.1 變形與損傷模式

Mg/Al平面復(fù)合板在不同沖擊速度下的損傷形貌如圖3所示，試驗結(jié)果見表3，其中包括了彈體被反彈（見圖3a—d）、臨界穿透（見圖3e）和完全貫穿靶板（見圖3f）3種情況。

從圖3a和b可以看出，當(dāng)沖擊速度低于83 m/s時，鋁合金側(cè)形成球形凹坑，并隨著彈丸速度的增加，

彈坑大小、深度以及鋁合金的局部塑性變形程度都明顯增加；鎂合金側(cè)則發(fā)生鼓包凸起變形，且沿沖擊中心點向周邊延伸裂紋，彈丸速度的增大導(dǎo)致初始的三叉型裂紋轉(zhuǎn)變?yōu)槭中土鸭y，而裂紋的長度也有所增加，但鎂合金的塑性變形程度無明顯變化。在這2種沖擊速度下，未觀察到層間分層。

隨著沖擊速度的進一步增大，彈丸對正面產(chǎn)生的沖擊作用力超過了鋁合金的強度極限，彈坑的塑性變形程度達到最大后不再維持原形狀，隨即在局部擠壓應(yīng)力和拉伸應(yīng)力的作用下發(fā)生破裂（見圖3c正面），而后彈速的增加導(dǎo)致彈丸侵入靶板的深度增加，不再僅是彈丸半球形彈頭部分與鋁合金面板的相互作用，彈丸柱狀部分也逐漸與鋁合金變形區(qū)域表面形成了嚴(yán)重的擠壓，進而在拉伸應(yīng)力的作用下使彈洞圓周處的鋁合金產(chǎn)生了諸多微小裂紋（見圖3d正面）；圖3c中背面的鎂合金在剪切作用下凸出一圓臺片狀塞，并從中心處產(chǎn)生了4條明顯的¤型裂紋，當(dāng)沖擊速度達到117 m/s時（見圖3d背面），鎂合金沖擊位置處的塑性變形程度較圖3c中的明顯增大，但裂紋的長度和數(shù)量并沒有顯著的變化，這主要是由于正面鋁合金板通過塑性變形吸收了較多的彈丸沖擊能量，此外，彈丸和鋁合金之間的摩擦也對彈丸能量有一定消耗。

表3 Mg/Al平面復(fù)合板沖擊試驗參數(shù)

Tab.3 Impact test parameters of planar Mg/Al composite plate

圖3 Mg/Al平面復(fù)合板在不同沖擊速度下的損傷形貌

當(dāng)沖擊速度在130 m/s左右時，靶板的破壞發(fā)生了2種狀況，即彈丸穿透靶板和彈丸被反彈，此時可認(rèn)為靶板的彈道極限速度約為130 m/s，在此速度下剛好穿透靶板后的彈丸由于偏離之前的直線飛行軌跡，剩余速度經(jīng)多次采集后，均未測得。從圖3e可以看出，鎂合金發(fā)生沖塞破壞，沖塞處裂紋的形式呈火山口狀的＊型，且較上一沖擊速度，裂紋的條數(shù)增加，但塑性變形程度基本相同，而正面鋁合金的破壞程度幾乎沒有改變，這是由于鋁合金的局部塑性變形程度和損傷破壞幾乎達到最大化，此時主要由鎂合金來抵抗彈丸的沖擊破壞作用。

當(dāng)彈丸的沖擊速度高于靶板的彈道極限速度時，鋁合金側(cè)和鎂合金側(cè)都發(fā)生沖塞，且兩側(cè)彈孔周圍局部區(qū)域的塑性變形程度都略微增大，鎂合金沖塞口處圓周上的裂紋條數(shù)進一步增加，呈?型花瓣狀（見圖3f）。由此可以看出，在高于彈道極限速度沖擊靶板時，靶板的破壞程度還會繼續(xù)增加。從靶板對彈丸能量吸收的角度來看，在彈道極限速度下，可以認(rèn)為彈丸的能量完全被靶板吸收，吸收能量為彈丸的全部動能，約為55 J。在140 m/s的入射速度下，根據(jù)剩余速度計算可知，靶板吸收了約51 J的彈丸動能。靶板所吸收的能量并未隨速度的增加而增加且有所降低，這是由于在130 m/s沖擊速度下，靶板與彈丸之間相互作用的時間相對較長，因此相比于裂紋數(shù)量增加，顯然是通過彈丸與靶板間的相互作用對彈丸的沖擊能量吸收更多。

2.1.2 平面靶板耗能分析

隨著彈丸沖擊速度的不斷增大，鎂板與鋁板結(jié)合界面開始分層，鋁合金側(cè)由初始塑性變形形成的球型坑轉(zhuǎn)變?yōu)榫植块_裂，進而發(fā)生最終的沖塞破壞；鎂合金側(cè)由最初中心一點向外擴展裂紋轉(zhuǎn)變?yōu)閺臎_塞圓臺的圓周向外延伸多條裂紋。彈丸對靶板中心處的沖擊載荷進一步增大，導(dǎo)致鎂合金側(cè)發(fā)生沖塞且裂紋的數(shù)量也有所增加。由此可知，Mg/Al平面復(fù)合板抗半球形彈丸沖擊的吸能機制主要是通過靶板的塑性變形、剪切破壞、拉伸斷裂、分層和彈丸與靶板間摩擦等。最終的破壞形式主要是靶板的塑性變形、剪切破壞、裂紋擴展和結(jié)合界面的分層。在不同的沖擊速度下，靶板中2種金屬板對彈丸能量吸收的程度不同，當(dāng)沖擊速度低于117 m/s時，Mg/Al復(fù)合板協(xié)同來吸收彈丸的沖擊能量，而高于此速度時，鎂合金對彈丸能量的吸收占主導(dǎo)地位。

2.2 波紋復(fù)合板抗沖擊性能

2.2.1 變形與損傷模式

Mg/Al波紋復(fù)合板受彈丸不同速度沖擊后的損傷形貌如圖4所示，對應(yīng)的試驗參數(shù)見表4。從圖4a可以看出，當(dāng)沖擊速度較小時，鋁合金只在波峰處產(chǎn)生微小的擠壓變形，鎂合金出現(xiàn)輕微鼓包并且在豎直方向上萌生一條裂紋，這是因為在沖擊過程中彈丸與波峰的接觸面積較小，正面波峰處的擠壓變形作用到背板，使背板沿波峰豎直方向上的應(yīng)力較為集中。當(dāng)沖擊速度為83 m/s時，彈丸不同程度地作用到多個波峰，背板鎂合金側(cè)產(chǎn)生明顯的豎型開裂，由于變形嚴(yán)重，還誘發(fā)了新的裂紋生成（見圖4b）。在相同沖擊速度下，與平面復(fù)合板相比，波紋板正面鋁合金側(cè)的局部塑性變形程度更小，這主要是源于凸起的波峰結(jié)構(gòu)承擔(dān)了主要的沖擊變形，而對于背面鎂合金側(cè)，波紋板的開裂程度更大，但裂紋的總長度和條數(shù)不及平面復(fù)合板。

圖4 Mg/Al波紋復(fù)合板在不同沖擊速度下的損傷形貌

表4 Mg/Al波紋復(fù)合板沖擊試驗參數(shù)

Tab.4 Impact test parameters of corrugated Mg/Al composite plate

當(dāng)彈丸沖擊速度繼續(xù)增大，正面鋁合金側(cè)的波峰結(jié)構(gòu)不再能夠抵抗彈丸的沖擊載荷作用，此時局部區(qū)域的塑性變形程度也開始增加，直到鋁合金在剪切和拉伸的共同作用下發(fā)生破裂。由于波紋結(jié)構(gòu)形狀的特殊性，在波谷處鋁合金的厚度較薄，強度較低，因此除在彈丸與靶板接觸的地方產(chǎn)生破裂外，周邊沿波谷豎直的方向上也萌生了裂紋。從裂紋的斷口情況來看，豎直方向的裂紋更傾向于拉伸斷裂，而趨于水平方向的弧形裂紋更偏向于剪切斷裂；鎂合金板的凸起程度、裂紋條數(shù)和大小進一步增加，與平面層合板不同的是，鎂側(cè)并沒有圓形塞的形成（見圖4c）。此外，在此沖擊速度下，結(jié)合界面并沒有完全分層，造成這種現(xiàn)象的原因是波紋結(jié)構(gòu)的存在阻礙了應(yīng)力波沿厚度方向的傳播且界面結(jié)合強度較平面復(fù)合板好。

當(dāng)沖擊速度為117 m/s時，從圖4d可看到，正面波紋鋁合金的損傷已非常明顯，塑性變形程度明顯增大，沿波谷方向出現(xiàn)開裂。這是由于彈丸與靶板剛接觸時，彈頭的球心點處于兩波峰的中間，彈丸與靶板接觸時并非完全垂直撞擊，而是存在一定的微小角度，因此兩波峰變形程度并不相同。變形嚴(yán)重的一側(cè)波谷在最先達到強度極限后出現(xiàn)開裂并沿著波谷方向向下擴展。對于波紋板鋁側(cè)開裂擴展的位置，主要與彈丸的沖擊速度、彈丸與靶板接觸時的位置、沖擊過程中靶板對彈丸飛行角度的改變以及金屬的內(nèi)部組織等有關(guān)。此時鎂合金的變形和破裂程度也明顯增大，但裂紋的條數(shù)減少。較平面復(fù)合板相比，波紋板鋁合金側(cè)破壞形式主要是階梯型開裂，鎂合金側(cè)未形成圓塞，而平面板鋁合金側(cè)主要為環(huán)形開裂。

圖5為在此速度下沖擊時靶板的幾個主要變形過程，可以看出，彈丸接觸到靶板后，靶板開始發(fā)生塑性變形并逐漸達到最大變形，此時彈丸的速度降為0，隨后由于靶板的彈性恢復(fù)，將彈丸反彈并使其脫離靶板。

圖5 117 m/s沖擊速度下靶板變形過程

當(dāng)沖擊速度約為130 m/s時，彈丸的狀態(tài)同樣發(fā)生了2種情形：彈丸遭受反彈和剛好嵌入靶板，由此可以判斷得出靶板彈道極限速度在130 m/s左右。圖5e為彈丸正好被靶板卡住且尾部已經(jīng)完全穿入靶板的情況，可以看出，靶板的變形和破壞程度達到了最大，正面鋁合金左側(cè)位置沿著波谷方向產(chǎn)生了剪切和拉伸撕裂裂紋，偏右側(cè)位置只在半圓弧區(qū)域上發(fā)生了變形破壞。背面鎂合金側(cè)未發(fā)生沖塞，而是在彈丸的擠壓作用下由中心一點向外擴展成3條大型裂紋。

靶板沖塞后的形貌如圖4f所示，與圖4e中的現(xiàn)象相比，靶板出現(xiàn)破壞的范圍和塑性變形程度小了很多，這是由于當(dāng)以140 m/s的速度沖擊靶板時，彈丸與靶板的相互作用時間較短且應(yīng)變率較高，鎂、鋁合金主要的變形機制發(fā)生改變，因而局部區(qū)域金屬來不及發(fā)生應(yīng)變，彈丸就已經(jīng)穿透靶板。相較于130 m/s的沖擊速度，彈丸與靶板的作用時間較長，且130 m/s的沖擊速度下彈丸嵌入靶板，導(dǎo)致了靶板彈性恢復(fù)受阻，靶板有較長的時間通過變形和破壞將彈丸的能量全部吸收，因而，靶板產(chǎn)生的損傷程度更大。

2.2.2 波紋靶板耗能分析

在不同速度下對波紋靶板進行沖擊時，鋁合金由最初的波紋結(jié)構(gòu)變形轉(zhuǎn)變?yōu)榍蛐螐椏硬殡S有裂紋生成，隨后彈坑中的裂紋進一步擴大且在豎直方向上發(fā)生延伸。在一定的沖擊速度范圍內(nèi)，靶板正面波紋結(jié)構(gòu)的擠壓形變可以吸收相當(dāng)一部分彈丸能量，從而減小了局部區(qū)域的塑性變形程度，然而隨著彈丸速度的增加，波紋結(jié)構(gòu)的變形無法再抵抗彈丸的沖擊能量，因此之后對能量的吸收更加依賴于鋁合金材料本身的屬性，同時波紋結(jié)構(gòu)的存在同時也促進了鋁合金上裂紋的產(chǎn)生，這對彈丸能量的吸收也作出了一定的貢獻。鎂合金的損傷形式主要為鼓包變形和開裂，在低于彈道極限速度沖擊時未顯現(xiàn)出塞塊，這與平面復(fù)合板中發(fā)生的現(xiàn)象不同，因此，波紋板的吸能機制主要為靶板的局部塑性變形和開裂、結(jié)合界面的分層及彈丸與靶板間的摩擦耗能。

3 結(jié)論

采用波紋輥與平輥軋制的方法制備了Mg/Al復(fù)合板，研究了波紋結(jié)構(gòu)對復(fù)合板抗沖擊性能的影響以及不同沖擊速度下平面復(fù)合板和波紋復(fù)合板的吸能機制，得出如下結(jié)論。

1）當(dāng)彈丸沖擊速度低于彈道極限速度時，波紋復(fù)合板的波紋結(jié)構(gòu)能夠促進裂紋產(chǎn)生，有利于對彈丸能量的吸收，抗沖擊性能要優(yōu)于平面復(fù)合板。當(dāng)彈丸沖擊速度高于彈道極限速度時，2種復(fù)合板的抗沖擊性能和耗能程度相當(dāng)。

2）由于鋁合金波紋面板自身的變形和損傷耗散掉了一部分能量，有效降低了鎂合金背板的損傷程度，因此波紋復(fù)合板的背板變形要小于平面復(fù)合板。

3）對于波紋復(fù)合板與平面復(fù)合板，當(dāng)彈丸沖擊速度高于彈道極限速度時，靶板對彈丸沖擊能量的吸收并未隨著速度的增加而增加，主要由于彈丸與靶板間的相互作用時間縮短，導(dǎo)致能量吸收程度減緩。

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Impact Resistance of Mg/Al Corrugated Composite Plate

ZHANG Xiao-qiong1a,1b, LIU Yun-fei1a,1b,2, ZHANG Bin1a,1b, GUO Xiong-wei1a,1b, WANG Zu-gui1a,1b, LI He1a,1b, WANG Tao1a,1b,3

(1. a. College of Mechanical and Vehicle Engineering; b. Engineering Research Center of Advanced Metal Composites Forming Technology and Equipment, Ministry of Education, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, China; 2. China National Heavy Machinery Research Institute Co., Ltd., Xi'an 710068, China; 3. Taiyuan Heavy Machinery Group Co., Ltd., Taiyuan 030027, China)

The work aims to compare the impact resistance and energy absorption mechanisms of corrugated Mg/Al composite plate and planar Mg/Al composite plate. The Mg/Al composite plate was prepared by corrugated rolling, and the impact test of traditional planar composite plate and corrugated composite plate was carried out by hemispherical aluminum alloy projectile at different speed. The damage mechanisms of these 2 types of composite plates were compared and analyzed, and the influence of corrugated structure on the impact resistance of composite plate was proved. The energy absorption mechanism of planar Mg/Al composite plate against the impact of hemispherical projectile was mainly through the forms of plastic deformation, shear failure, tensile fracture, delamination failure and friction between projectile and target. The impact energy absorption of corrugated composite plate mainly depended on the local plastic deformation of the target plate, the cracking along the corrugated direction, the delamination of the bonding interface and the friction energy dissipation between the projectile and the target plate. When the impact velocity is lower than the ballistic limit velocity, the impact resistance of the corrugated composite plate is better than that of planar composite plate, and when the impact velocity is higher than the ballistic limit velocity, the impact resistance and energy dissipation of the 2 composite plates are similar.KEY WORDS: Mg/Al composite plate; impact resistance; energy absorption mechanism; deformation damage

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.010

TG335.81

A

1674-6457(2021)06-0077-07

2021-07-01

國家自然科學(xué)基金（U1710254）；國家重點研發(fā)計劃（2018YFA0707300）

張曉瓊（1987—），女，博士，講師，主要研究方向為材料與結(jié)構(gòu)動態(tài)力學(xué)性能。

劉云飛（1984—），男，博士，高級工程師，主要研究方向為板帶軋制裝備及工藝。