2A12鋁合金薄板對卵形頭彈抗沖擊性能研究

郝　鵬，卿光輝，李建峰，鄧云飛，魏　剛

(中國民航大學 航空工程學院，天津　300300)

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2A12鋁合金薄板對卵形頭彈抗沖擊性能研究

郝鵬，卿光輝，李建峰，鄧云飛，魏剛

(中國民航大學 航空工程學院，天津300300)

利用輕氣炮撞擊實驗研究卵形彈丸沖擊總厚度相等的2A12鋁合金單層板和雙層板，分析靶板分層和板間間隙對靶板失效模式以及抗沖擊性能的影響，通過高速相機圖片獲取彈體速度數據。實驗結果表明，單層板的彈道極限高于雙層板的彈道極限，包括間隙式和接觸式，并且接觸式雙層板的彈道極限高于間隙式雙層板。隨著彈體初始速度增加，靶體結構對其抗侵徹性能的影響隨之減小。此外，利用Abaqus軟件建立了數值模擬模型對實驗工況進行了計算，將數值模擬和實驗結果進行了對比，兩者之間存在較好的一致性，這也表明數值模擬能夠有效地測靶體的彈道極限。

沖擊；彈體；雙層靶；彈道極限

一些研究者開展了接觸式和間隙式雙層靶對彈體抗沖擊特性的研究，并且得到了一些成果。MAROM等[1]進行了半球形頭桿彈撞擊接觸和間隙式多層鋁梁的實驗，間隙為13 mm和16 mm。研究結果表明，分層提高梁的抗侵徹性能，即單層梁的彈道性能低于多層梁。此外，間隙式多層梁的彈道性能低于接觸式多層梁。RADIN等[2]進行了鈍頭和錐形頭彈撞擊單層和多層鋁靶，間隙為6.4 mm。研究發現，分層降低靶體的抗侵徹性能，即相同總厚度的多層靶的彈道極限低于單層靶，并且接觸式多層靶的彈道極限高于間隙式多靶的彈道極限。ALMOHANDES等[3]進行了標準卵形頭子彈侵徹單層、接觸式多層和間隙多層軟鋼靶的實驗研究，各靶體總厚度相等，靶板間隙為6 mm。研究了靶體層數、厚度以及組合方式對其抗侵徹性能的影響。結果證明，單層靶的彈道極限高于多層靶，多層靶的彈道極限與分層數目成反比，與靶中后靶板的厚度成正比。間隙式多層靶的彈道極限低于接觸式多層靶的彈道極限。ALAVI NIA等[4]研究了單層、三層間隙和接觸式鋁靶對半球形頭彈的抗侵徹特性，分析了靶板厚度、疊層順序和板間間隙對靶體抗侵徹性能的影響。單層靶厚度為3 mm，三層靶厚度分別為1.5 mm、1 mm和0.5 mm，總厚度為3 mm，總間隙為6 mm。研究表明，單層靶的彈道極限高于接觸式和間隙式三層靶，并且接觸式靶的彈道極限高于間隙式靶。三層靶的彈道極限隨第一層和第二層板的間隙增大而減小。最大彈道極限發生在第一層板最厚，然后依次是第二層板和第三層板的靶體。肖新科等[5-6]進行了平頭彈正撞擊接觸式和間隙式雙層靶的實驗研究，研究發現：間隙雙層金屬靶的抗侵徹性能離散性較大；小間隙接觸式雙層金屬靶的彈道極限接近或者大于大間隙雙層金屬靶的彈道極限。

可以從上面的分析發現，相對于單層和接觸式多層靶，國內外報道間隙式雙層靶的抗侵徹性能的研究比較少，特別是對大間隙式雙層金屬板抗桿彈撞擊的防護性能以及物理過程的認識還欠缺。本文基于國內外研究現狀，進行2A12鋁合金靶體對剛性卵形頭彈體的撞擊實驗及數值模擬研究，分析不同結構靶體的抗撞擊性能及失效模式的轉變機制。

1　實驗系統與方法

實驗是在一級氣炮上進行，該測試設備主要包括：氣室；口徑12.7 mm，長2 m的發射管；靶艙；激光測速系統；高速攝像系統等[7](見圖1)。

靶體材料為2A12，熱處理狀態為T4，靶板尺寸為250 mm×250 mm，靶板四周加工有螺栓孔，通過8個M8螺栓與靶架固定起來，靶板自由跨度為210 mm×210 mm。靶板結構形式包括：T2，T1T1和T1(100)T1，其中靶板組合形式T1(100)T1是間隙為100 mm的雙層金屬靶，T1T1表示為兩層1 mm厚的鋁合金板疊放在一起。彈體由經特殊熱處理的38CrSi鋼加工而成，硬度為53.1 HRC，直徑為12.62 mm，質量為34.5 g，其中卵形彈頭部曲率半徑與彈身直徑之比CRH為3，結構如圖2所示。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1　Schematic of impact test set-up

圖2 彈體形狀及尺寸(單位:mm)Fig.2　Geometry of the projectiles

2　實驗結果及討論

2.1彈道極限

整個實驗共30發，其中針對T2靶板共進行了10發撞擊，對T1T1靶板共進行了8發撞擊，對T1(100)T1靶板共進行了12發撞擊，而對于這三種結構靶板的撞擊均有1發未穿過靶板。表1給出了撞擊實驗結果，其中Vi為彈體初始撞擊速度，Vr為彈體貫穿靶板后的剩余速度。

使用RECHT等[8]提出的公式 (R-I公式)處理彈體的剩余速度-初始速度關系，并且通過公式擬合得出彈靶系統的彈道極限，其表達式如下所示：

Vr=a (Vip-Vblp)1/p

(1)

式中:a 和p 為待定常數，mp和mpl分別為子彈質量和充塞質量，a 和p 可以通過對實驗初始-剩余速度數據進行最小二乘擬合得到，Vbl為彈道極限速度。表 2 給出了依據式 (1)擬合得到的模型參數。

表1　撞擊實驗結果

表2　彈體對靶體的彈道極限及模型參數

圖3 給出了彈體的初始-剩余速度實驗數據及擬合數據曲線，從圖3和表2可以看出：① 接觸式和間隙式雙層板的彈道極限均低于單層板的彈道極限。T2和T1T1相比，彈道極限提高14.4%；T2和T1(100)T1相比，彈道極限提高23.1%；T1T1和T1(100)T1相比，彈道極限提高7.5%；② 間隙式雙層板的彈道極限低于接觸式雙層板，即間隙降低雙層板的抗撞擊性能要低于接觸式雙層板；③ 隨著彈體初始速度的增加，靶體結構對其抗侵徹性能的影響則相應減小。

圖3　彈體貫穿靶體的初始-剩余速度Fig.3　The initial-residual velocity of the projectiles in penetrating the targets

圖4和5給出了彈體速度變化量和動能變化量隨初始速度的變化，從圖中可以看出速度變化量隨初始速度的增加而急劇減小，而在彈道極限附近速度該變量最大。然而，彈體動能變化量隨初始速度的增加幾乎不產生改變，這是因為彈體的初始速度對靶體的結構變形影響非常小[9]。

圖4　彈體速度變化量與初始速度的關系Fig.4　Residual velocity and kinetic energy variable vs.initial velocity for targets

圖5　彈體動能變化與初始速度的關系Fig.5　Kinetic energy variable vs.initial velocity for T4 to different nose shape projectiles

2.2靶板的變形和失效形式

通過試驗中的高速攝像可以觀察彈體撞擊靶體過程，圖6給出了幾張典型的卵形頭彈撞擊靶體的高速圖像，可以觀察彈體的著靶姿態，彈體在侵徹過程中保持剛性，而靶體在撞擊過程中產生局部化的大變形，如花瓣開裂等。

彈體撞擊靶板使得靶板背面材料受張拉，同時由于靶板的不均勻性和各項異性，當達到靶板材料的拉伸強度時，高的徑向和環向拉伸應力在彈體頂部的四周形成星狀裂紋。伴隨著較小的結構變形，靶體彈孔呈現接近 90°的彎曲花瓣開裂。卵形彈侵徹薄板時，主要破壞形式為花瓣開裂，其整體結構變形非常小。單層靶的破壞表現出一定的脆性特征，如圖7所示 (a)和 (b)，靶板穿孔周圍存在向四周擴展的裂紋。在多層靶中，雖然板間存在相互作用力，但靶板的主要失效模式仍然為花瓣開裂，只是多層靶中板的脆性撕裂特征不如單層板明顯。從單層靶過渡到多層靶時，靶體的主要失效模式不發生轉變。但是，靶板的剛度為K=ET3/12(1-v2)[10]，其中E為彈性模量，T為靶板厚度，v為波松比。此外，由文獻[11-12]結論可知，靶板穿甲消耗的能量(拉伸和彎曲功)與其厚度多次方存在正比關系。因此，從單層板過渡到多層板，造成靶體剛度降低，這將降低靶板抵抗變形和吸收能量的能力，導致靶體的彈道極限降低。

圖6　卵形彈對靶板的典型撞擊工況Fig.6　Selection of high-speed camera images showing perforation of the target plates against ogival-nosed projectiles

圖7　靶件T2失效形式Fig.7　Failure modes of T2

圖8　T1T1靶件失效形式Fig.8　Failure modes of the T1T1 targets

圖9　靶件T1(100)T1失效形式Fig.9　Failure modes of T1(100)T1

3　數值模擬

3.1數值計算模型

建立卵形頭彈撞擊靶板的三維模型，為盡量減小計算工作量，節約計算時間，考慮到整個模型的對稱性，本次仿真模型采用1/4對稱處理，即關于X軸和Z軸對稱，同時將靶板簡化成直徑200 mm的圓板，四周采用約束固定，即位移為0。進行數值模擬的模型采用ABAQUS中的三位實體單元(8節點六面體線性減縮積分單元)。在網格劃分方面，由于彈體硬度很高，在撞擊前后幾乎不產生變形，因此采用均勻化網格劃分，網格尺寸為1.0 mm×1.0 mm×1.0 mm。對于靶體而言，根據實驗結果可知，撞擊后的靶體在中心區域會產出非常局部化的大變形，但靶體的整體變形很小，根據這一實驗結果，將靶體自中心進行過渡化網格劃分。中心區域半徑15 mm，網格劃分較密集以保證求解精度(中心區域網格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm)，離中心區域越遠，網格劃分越稀疏。設置了單元侵蝕，為塑性應變達到5時單元自動刪除，防止網格發生大畸變導致計算停止。考慮到摩擦力對靶體抗侵徹性能的影響，彈體和靶體間滑動摩擦系數設為0.1。

圖10　彈靶有限元模型(T2 單層板)Fig.10 Finite element modes of the targets and projectiles (T2)

圖11　網格過渡方法(T2單層板)Fig.11 Finite element mode of the impacted zone (T2)

在實驗中38CrSi彈體僅發生非常有限的變形，由于缺少彈體的材料性質參數，本文近似認為38CrSi與文獻[13]中的彈體材料性能相同。文獻[13]中對彈體使用的為彈性線性強化材料模型，相關材料參數可從文獻[13]中獲取。對于2A12-T4鋁合金，使用Johnson-Cook (J-C)強度和失效模型，并且對原始J-C強度模型和失效模型做了修改，模型和參數見文獻[14]。

3.2數值模擬結果分析

利用R-I公式處理數值模擬數據，表3給出了數值模擬的靶體彈道極限和擬合參數。通過比較實驗結果和仿真結果可以得知，單層靶板彈道極限的仿真結果低于實驗結果1.4%，接觸式雙層靶板彈道極限的仿真結果低于實驗結果9.1%，間隙式雙層靶板彈道極限的仿真結果低于實驗結果 5%。

圖12給出了數值模擬得到的初始-剩余速度數據，以及由R-I公式得到的擬合曲線。可以發現，數值模擬和撞擊實驗速度數據和變化趨勢接近，這也說明了數值模擬不僅能夠精確地預測彈體的彈道極限，而且能夠分析彈體的剩余速度變化趨勢。基于上述分析可以發現，數值模擬和撞擊實驗結果比較一致，這說明數值模擬模型能夠很好的描述撞擊實驗。

表3　彈體對靶體的彈道極限及模型參數

圖12　數值模擬結果與實驗結果對比Fig.12 Comparisons of the initial-residual velocity data between the experiments and the simulations

圖13～圖15 給出了卵形頭彈體正撞擊靶板的典型過程圖像，可以觀察到靶體均發生花瓣開裂破壞，并出現較為明顯的裂紋擴展，靶體的整體變形比較小。對于T2單層靶，受撞擊后表現出一定的脆性特征，出現較明顯的裂紋擴展，產生較多的花瓣數；對于T1T1接觸式雙層靶，由于靶間的相互作用，后靶板的花瓣數量均少于前靶板的花瓣數量；對于TI (100)T1間隙式雙層靶，由于前后靶體之間不存在相互作用，前后靶板的變形情況幾乎保持一致。在接觸式多層靶中，板間存在相互作用力(包括板之間的摩擦力)，靶板互相擠壓，由于第二層板在一定程度上相當于是第一層板的約束。因此，這種作用力對第一層板裂紋尺寸的擴展起到抑制作用，但是對裂紋數量的發展起到促進作用,也就是說第一層板容易形成數量多但是尺寸小的裂紋。此外，第二層板后面不存在約束，板間作用力在第二層板上則對裂紋尺寸擴展起促進作用，裂紋尺寸容易擴展，也就是第二層板容易形成數量少但是尺寸大的裂紋。然而，在間隙式多層靶中由于板間不存在相互作用力，所以第一層板與第二層板的破壞形式非常相似，如圖9(a)和(b)所示，兩層板產生相同的花瓣數。此外，接觸式多層靶的花瓣數量少于間隙式多層靶，如圖8和9所示。需要指出的是，數值仿真和實驗得到的接觸式雙層靶失效模式有所差異。實驗結果中，第一層和第二層靶板的花瓣開裂形狀接近，這有可能是因為第一層板和第二層板不可能像數值模擬中的絕對接觸，而且不可能絕對固支約束，兩者之間必然一定的間隙以及實驗過程顫振明顯，這些都會降低第一層和第二層靶板之間的相互作用力。

圖13　數值模擬得到的卵形頭彈貫穿T2單層靶圖像:vi=90.57 m/s,vr=48.65 m/sFig.13 Perforation pictures of targets perforated by ogival-nosed projectils from numerical simulations

圖14　數值模擬得到的卵形頭彈貫穿T1T1接觸式雙層靶圖像:vi=127.33 m/s,vr=114.18 m/sFig.14 Perforation pictures of targets T1T1 perforated by ogival-nosed projectiles from numerical simulations

圖15　數值模擬卵形頭彈貫穿T1(100)T1接觸式雙層靶圖像:vi=143.85 m/s,vr=133.61 m/sFig.15 Perforation pictures of targets T1(100)T1 perforated by ogival-nosed projectiles from numerical simulations

4　結　論

本文研究了靶體對卵形彈的抗撞擊性能，靶體包括厚度2 mm的單層鋁靶和由厚度1 mm的鋁板構成的間隙式與接觸式雙層靶，主要分析靶體結構對靶體抗撞擊特性的影響。基于撞擊實驗數據，通過擬合公式獲取了速度曲線，分析了彈體速度和動能的變化趨勢，得到了不同結構靶體的彈道極限。基于撞擊實驗結果，可以發現：

(1)各種結構形式的靶體均發生花瓣開裂破壞，不同結構靶體的微觀失效模式有所差異;

(2)單層板的彈道極限高于等厚雙層板的彈道極限，包括接觸式和間隙式雙層板。此外，板間間隙降低靶體的彈道極限，既間隙式雙層板的彈道極限低于接觸式雙層板;

(3)隨著彈體初始速度增加，靶體結構對其抗侵徹性能的影響隨之減小，不同結構靶體的抗侵徹性能差異逐漸減小。最后，建立數值模擬模型對實驗工況進行了計算，發現數值模擬和實驗結果一致，利用數值模擬可以很好地預測彈靶作用過程及終點效應。

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Ballistic resistance of 2A12 thin plates against ogival-nosed projectiles impact

HAO Peng,QING Guanghui,LI Jianfeng,DENG Yunfei,WEI Gang

(College of Aeronautical Engineering,Civil Aviation University of China,Tianjin 300300,China)

Here,single-layered and double-layered plates of 2A12 aluminum alloy were normally impacted by ogival-nosed projectiles with a gas gun,the effects of layering and gap of plates on the target plates’ ballistic resistance were analyzed,and the velocities of the projectiles were obtained with photos of a high-speed camera.The test results indicated that the ballistic limit velocities of single-layered plates are higher than those of double-layered ones including in-contact and spaced double-layered plates,and the ballistic limit velocities of in-contact double-layered plates are higher than those of spaced double-layered ones; the effect of the target configuration on the ballistic resistance decreases with increase in initial velocity of projectiles.Moreover,numerical simulations of the impacts were conducted by using an explicit finite element code ABAQUS,and the results obtained with finite element simulations were compared with those of tests.They agreed well each other.It was shown that numerical simulations can predict effectively the ballistic limit velocity of targets.

impact; projectile; double-layered plates; ballistic limit

中國民航大學科研啟動資金 (2013QD03X)；中央高校基本科研業務費資助項目 (3122014D018).

2015-04-10修改稿收到日期：2015-08-30

郝鵬 女，碩士,講師，1985年1月生

卿光輝 男，博士,教授，1967年8月生

E-mail:ghqing@cauc.edu.cn

O381

A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.17.004