譚學明，郭偉國

（西北工業大學航空學院, 陜西 西安 710072）

在航空航天研究領域中，彈道沖擊試驗作為研究材料抗沖擊性能的重要途徑被廣泛應用。彈靶撞擊問題是典型的非線性動態響應問題，試驗結果不但與彈體和靶板的幾何結構相關[1-2]，且靶板的變形和破壞模式強烈依賴靶板材料的力學性能，而溫度又是影響材料性能的重要因素之一[3]。GH4169 鎳基高溫合金作為航天器中在高溫高速工況下服役的常用零件材料，可以通過高溫彈道沖擊試驗方法研究其在高溫高速沖擊載荷作用下的變形破壞機理和抗沖擊性能。

目前，大多采用熱輻射、熱對流、接觸熱傳導和電流焦耳熱等技術開展高溫彈道沖擊試驗。加熱靶板的方法有電阻式加熱爐法、接觸式熱慣性法、大電流加熱法等，從而實現彈道沖擊試驗中靶板的高溫試驗條件。因彈道沖擊試驗中易產生沿彈體運動方向的高速破片，鄭百林等[4]和Liu 等[5-6]通過在靶板單側設置加熱爐形成可流通熱空氣的箱體，并通過風扇使熱空氣在箱體風道中循環，從而對靶板進行加熱，成功實現了尺寸為180 mm×180 mm×1 mm 的GH4169 靶板600 ℃高溫彈道沖擊試驗。Yang 等[7]在靶板單側布置了可移動的電加熱高溫板，通過高溫板與目標靶板接觸傳熱對尺寸為115 mm×115 mm×3 mm 的C/SiC 復合材料靶板進行加熱，實現了900 ℃高溫彈道沖擊試驗。然而，通過單側加熱裝置對靶板進行加熱勢必會導致沿靶板厚度方向產生溫度梯度，不利于保證靶板溫度均勻，而且這種現象會隨著靶板厚度的增加而越發明顯。因此，有學者將靶板完全置于高溫輻射爐內進行高溫彈道沖擊試驗。例如：Erice 等[8]通過可滑動支架結構將靶板置于環形高溫爐中，待靶板加熱至目標溫度后撤掉高溫爐兩端隔溫板，高速彈丸穿過高溫爐腔后撞擊置于高溫爐腔內的靶板，由此對1.6 mm 厚的Inconel 718 靶板開展了700 ℃高溫彈道沖擊試驗。由于高溫加熱裝置并未與靶板分離，因此在試驗過程中高速撞擊產生的碎片可能會損壞高溫加熱裝置，從而增加試驗的難度和成本。Xie 等[9]采用快速電加熱系統，通過對C/C 復合材料靶板兩端施加電壓，在靶板中產生10～5 000 A 的大電流，從而實現了靶板溫度為1 200 ℃的高溫彈道沖擊試驗。然而，對金屬材料施加大電流會導致電塑性效應引起材料原有性能發生改變[10]。另外，還有一些其他高溫沖擊試驗方法。Zhong 等[11]采用Zwick/Roell450 擺錘沖擊試驗機對尺寸為10 mm×10 mm×55 mm 的ZA27 合金試樣進行了250 ℃高溫沖擊韌性試驗，獲得了不同溫度下材料的沖擊韌性。Rojacz 等[12]采用落錘試驗機對NiCrBSi 金屬基復合材料進行了沖擊速度為1.79 m/s、沖擊能量為8 J 的700 ℃高溫沖擊試驗。然而，落錘或擺錘試驗并不便于實現大于100 m/s 的高速沖擊試驗。上述不同高溫沖擊試驗方法既存在優勢又有弊端，因此建立一種既能夠保證靶板實現均勻溫度場，又能夠方便地對不同材料類型和尺寸的靶板開展高溫抗沖擊性能研究的高溫高速彈道沖擊試驗方法，仍需要開展進一步的研究工作。

本研究將采用對稱式加熱方法建立一種同步控制高溫高速彈道沖擊的試驗方法，借鑒高溫高應變率Hopkinson 桿試驗方法[13-14]中的同步組裝試驗技術，通過溫度檢測系統對試驗過程中靶板的溫度進行實時監測，分析沖擊速度與靶板高溫移除時間對靶板沖擊時刻溫度均勻性的影響。最后，采用此試驗方法開展直徑為24 mm 的硬質彈丸對厚度為2 mm 的GH4169 鎳基高溫合金靶板在500 ℃高溫及常溫條件下的彈道沖擊試驗，分析GH4169 鎳基高溫合金靶板受到沖擊后的變形與破壞行為，并考察其在高溫條件下的抗沖擊性能。

1 試驗技術

1.1 高溫沖擊試驗方法

為了檢測GH4169 鎳基高溫合金靶板在高溫高速沖擊載荷作用下的抗沖擊性能，建立了一種應用高溫同步技術的彈道沖擊試驗方法。與文獻[8]的試驗方法不同，本研究以在線預加熱方式加熱固定靶板，并將高溫爐設計為可移動形式。試驗裝置由彈體發射系統、可控式高溫加熱系統和同步控制系統3 部分組成。彈體發射系統采用一級空氣炮發射裝置，推進氣體介質可選擇空氣、氮氣或氦氣等高壓氣體，并采用激光測速儀測量彈體的沖擊速度。可控式高溫加熱系統主要包含對稱高溫電阻加熱爐、溫控儀和調壓器，在預加熱過程中采用熱電偶（K 型）對靶板溫度進行實時監控。為了保證試驗中靶板撞擊區域的溫度場均勻，與文獻[4-8]中采用的高溫加熱布置方式不同，本研究中在靶板正面與反面對稱布置了兩個高溫電阻加熱爐，使靶板完全處于高溫環境中，從而避免靶板沿厚度方向產生溫度梯度。同步控制系統主要由控制總開關、控制空氣炮發射的電磁閥和高溫爐控制移除裝置組成。圖1為高溫沖擊試驗系統示意圖，圖2 為高溫彈道沖擊靶板試驗裝置實物。

圖1 試驗裝置系統示意圖Fig. 1 Schematic diagram of test device system

圖2 高溫彈道沖擊靶板試驗裝置Fig. 2 Test device of ballistic impact at high temperature

1.2 高溫同步沖擊控制技術

本研究中建立的高溫彈道沖擊試驗方法采用對稱布置電阻爐同時加熱靶板兩側，保證試驗前靶板正、背面溫度均勻，高溫爐布置方式見圖1。通過試驗裝置中的溫度調節控制系統控制溫度，可使靶板在沖擊試驗開始前獲得均勻的(500±5) ℃ 溫度場試驗條件。如圖3 所示，在靶板正面和背面布置3 個溫度測點，測點1 和測點2 的位置為靶板正面和背面的中心，測點3 在測點1 的面內且距離中心點30 mm。t0為彈丸在炮管中加速經歷的時間，t1為彈體從炮口位置勻速運動到靶板經歷的時間。靶板的目標加熱溫度為500 ℃，在升溫過程中，3 個測點的溫度隨時間變化情況見圖4，持續加熱25 min 后靶板溫度達到目標加熱溫度，保溫20 min 后進行彈道沖擊試驗。

圖3 高溫同步控制示意圖Fig. 3 Schematic diagram of high temperature synchronous control

圖4 升溫過程中測點溫度隨時間變化曲線Fig. 4 Curves of temperature change of monitoring points with time at elevated temperature

高溫彈道沖擊試驗中的高溫同步沖擊過程由電磁閥控制開關和高溫爐移除裝置控制，開啟發射閥門開關后，高壓氣體推動彈丸做加速運動的同時，通過預先安裝的高溫爐裝夾工裝與聯動控制結構將高溫爐從靶板兩側移除，彈體運動和高溫爐同步移除運動如圖3 所示。高溫爐被移除后，靶板失去加熱源并與空氣直接接觸，3 個測點的溫度隨時間的變化情況如圖5 所示，可以發現，3 個測點的溫度隨時間延長基本呈線性下降趨勢。

圖5 移除高溫爐后靶板測點溫度隨時間的變化曲線Fig. 5 Temperature curves of monitoring point with time after furnace removed

為了獲得彈丸沖擊時靶板的實際溫度，需要計算靶板停止加熱至彈丸撞擊靶板過程經歷的時間tz，tz為彈體在炮管中加速過程所用的時間t0與彈體離開炮管后勻速運動至靶板所用的時間之和。彈體在炮管中的運動方程為

彈體勻速運動所用的時間t1可通過炮管端口與靶板的距離（L1=0.3 m）與彈丸的沖擊速度計算得出。試驗相關參數見表1。計算得到彈體沖擊速度v與時間tz的關系，如圖6 所示，可見，當沖擊速度高于50 m/s 時，彈體的運動時間小于0.1 s。從圖5 中3 個測點的溫度隨時間變化情況可知，撤除高溫爐后0.1 s 以內，靶板溫度下降幅度小于3 ℃，靶板溫度下降較小，從而保證了高溫彈道沖擊試驗的有效性。設v0為彈體出膛速度，則有

圖6 彈丸沖擊速度v0 與時間間隔tz 的關系曲線Fig. 6 Relationship between impact velocity of the projectile v0 and time interval tz

表1 彈道沖擊計算的相關參數Table 1 Calculation parameters of ballistic impact

2 試驗結果和分析

2.1 同步時間 tz對試驗的影響

在高溫彈道沖擊試驗中最重要的兩個參數是彈丸撞擊靶板時刻的靶板溫度和彈丸的沖擊速度，是影響試驗結果準確性最主要的因素。圖5 中，在移除高溫爐后，靶板上3 個測點的溫度隨時間變化曲線基本呈線性下降趨勢，移除高溫爐8 s 后3 個測點的溫度分別下降了58、67 和33 ℃。靶板撞擊點的材料溫度下降了11%以上，靶板材料的塑性流動應力隨著溫度下降而逐漸增強[16]，表現出不同的抗沖擊性能[8]，從而影響試驗結果的準確性。在考察C/SiC 復合材料抗沖擊性能的試驗中，撤離高溫爐后，10 s 內復合材料板溫度下降約15 ℃[7]。從試驗結果可知，撤離高溫爐后GH4169 鎳基高溫合金的溫度下降速率遠遠高于C/SiC 復合材料，因此采用快速同步高溫彈道沖擊試驗方法顯得尤為重要。

從圖6 可知，隨著彈體撞擊靶板前運動總時間tz的延長，彈體沖擊速度呈冪指數下降趨勢。若將此高溫彈道沖擊試驗方法應用于其他類型材料的高溫彈道沖擊試驗中，獲得的沖擊速度與彈體撞擊靶板時靶板溫度的關系可直觀判斷試驗方法的可行性。彈丸發射和高溫爐撤離為同一時刻，將圖5 中移除高溫爐后測點溫度隨時間的變化曲線與圖6 中彈丸沖擊速度v0與時間間隔tz的關系曲線整合并消除共同的時間變量，得到彈體沖擊速度與靶板測點的溫度變化曲線，如圖7 所示。由圖7可知，隨著彈體的沖擊速度增大，靶板在沖擊時刻的溫度下降幅度變小，逐漸接近靶板的初始溫度，因此在沖擊速度較大的情況下，更容易保證靶板的試驗目標溫度條件。當彈體的沖擊速度為20 m/s 時，靶板3 個測點的溫度下降值均小于1 ℃，可以認為當沖擊速度大于20 m/s 時，通過該高溫高速同步彈道沖擊試驗裝置進行的彈道沖擊試驗是準確有效的。本試驗方法也可應用于C/SiC 復合材料[7]及其他高溫合金或金屬材料。

圖7 彈丸沖擊速度與測點溫度的關系Fig. 7 Relationship between impact velocity of projectile and temperature of monitoring points

2.2 靶板變形與破壞

高溫彈道沖擊下靶板的變形和損傷形式與常溫條件下的試驗結果存在明顯差異。圖8(a)和圖8(b)分別為常溫下沖擊速度為97.0 和114.0 m/s 時靶板正、側面的變形和損傷情況，可以看到靶板出現了明顯的彈坑和裂紋。圖9(a)和圖9(b)分別為500 ℃高溫條件下彈丸以103.7 和111.8 m/s 的速度沖擊靶板時靶板正、側面的損傷情況。對比圖8(a)與圖9(a)中靶板的損傷結果可知，雖然高溫使靶板材料的強度降低，但圖9(a)中靶板并未產生明顯的裂紋破壞，而圖8(a)中靶板產生了一條長度為30 mm 并貫穿整個靶板厚度方向的裂紋。對比相近速度條件下圖8(b)與圖9(b)中靶板的試驗結果發現，高溫條件下靶板的全局變形較常溫試驗結果低29.5%，表明高溫使靶板材料軟化，靶板變形更加集中在彈著區附近，Erice 等[8]和Liu 等[5]也得到了類似的試驗結果。同時還發現常溫條件下靶板的損傷裂紋長度是高溫條件下的2 倍左右，損傷形式更加劇烈。對比圖8 和圖9 中靶板的最大變形撓度可知，高溫條件下靶板的最大變形撓度小于常溫試驗結果，推斷產生這種現象的原因是高溫條件增強了GH4169 材料的塑性，使得材料的延伸率和失效應變均高于常溫情況[17-18]，另外由于鎳基高溫合金材料的塑性流動應力強度較常溫情況有所下降但減小幅值較小，從而表現出在500 ℃高溫條件下靶板的抗沖擊性能優于常溫條件下。同時，由圖10 可知，靶板的損傷裂紋首先產生在靶板背面并逐漸擴展到撞擊正面，Erice 等[8]的研究中也發現了同樣的現象，表明靶板的主要沖塞失效機理是剪切破壞。

圖8 常溫條件下彈道沖擊靶板的損傷情況Fig. 8 Damage of the target under ballistic impact at room temperature

圖9 500 ℃高溫條件下彈道沖擊靶板的損傷情況Fig. 9 Damage of the target under ballistic impact at 500 ℃

圖10 500 ℃高溫沖擊下靶板的局部損傷和裂紋情況Fig. 10 Local damage and crack of the target under high temperature impact at 500 ℃

如圖11 所示，觀察靶板的花瓣形損傷裂紋斷口形貌可知，高溫條件下的斷口形貌與常溫條件下明顯不同。常溫條件下斷口粗糙，呈現分階段破壞的層階形式；而高溫條件下的斷口相對整齊，呈剪切破壞模式，斷面與靶板平面呈45°，并且斷面相對細膩平坦，與常溫試驗結果存在明顯差異。花瓣形損傷裂紋是彈體穿過靶板過程中，靶板形成沖塞碎片后，彈體通過沖塞孔洞的擴孔行為導致沖塞孔周圍靶板材料因發生徑向彎曲變形[5]與周向拉伸變形而產生的。彈道沖擊過程中靶板的應變率極高，可達到103s-1以上，由于室溫條件下GH4169 材料在高速變形過程中其晶界不參與變形，晶界位置的晶體結構不規則，同時伴隨著晶體缺陷、原子排列雜亂、晶格扭曲等，因此在形變時可阻止位錯滑移[19]，繼而在斷裂時形成如圖11(b)所示的斷口形貌；而在高溫條件下，晶界參與變形，晶界位置薄弱[19]，因此在破壞時呈現晶間斷裂特征，如圖11(a)所示。

圖11 彈道沖擊靶板花瓣形裂紋的局部損傷情況Fig. 11 Local damage of the petal cracks of the ballistic impact targets

3 結 論

通過高溫同步沖擊控制技術建立了一套能夠有效實現高溫環境下靶板彈道沖擊的試驗方法，采用對稱式加熱法有效地解決了試驗中靶板溫度場均勻性的關鍵問題，并通過此試驗方法對GH4169 鎳基高溫合金靶板進行了常溫和500 ℃高溫條件下的彈道沖擊試驗，得到以下結論。

(1) 通過建立同步高溫彈道沖擊試驗方法，實現了沖擊速度超過320 m/s、溫度高于500 ℃的彈道沖擊試驗。當沖擊速度大于20 m/s 時，靶板的溫度下降幅度可控制在1 ℃以內。

(2) 設計了高溫爐對稱布置方式對靶板進行加熱，當靶板的目標溫度為500 ℃時，可將靶板正、背面溫度梯度控制在0.1%以內，撞擊區的靶板面內溫度梯度小于2.6%。

(3) 在500 ℃高溫條件下，沖擊速度為111.8 m/s 時，GH4169 鎳基高溫合金材料的軟化作用致使靶板全局變形范圍較常溫條件下小29.5%，但由于高溫情況下材料的延伸率與失效應變均增大，使得以最大變形撓度和裂紋損傷程度為代表的靶板抗沖擊性能獲得提高。

(4) 常溫條件下靶板的花瓣形裂紋損傷斷口較粗糙，裂口損傷形貌呈階梯狀；高溫條件下靶板斷口的裂紋較光滑整齊，表現為剪切破壞模式，斷面與靶板平面呈45°，總體呈現晶間斷裂的特征。

本研究所建立的高溫高速同步彈道沖擊試驗方法采用了可移動的對稱式加熱方式，利于保證靶板溫度的均勻性。通過分析獲得了彈體沖擊速度與靶板溫度之間的關系曲線，可得到不同沖擊速度下靶板的溫度情況，進而保證試驗條件的準確性。通過設計不同尺寸及功率的加熱爐，易于實現不同靶板材料及尺寸特征的高溫高速彈道沖擊試驗，該試驗方法將為其他高溫彈道沖擊試驗提供參考。