蔡一鳴, 李慧中, 梁霄鵬, 湯國建

(1. 國防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 航天與材料工程學(xué)院, 長沙 410073；2. 中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

7039鋁合金靶板侵徹過程中的組織特征及數(shù)值模擬

蔡一鳴1, 李慧中2, 梁霄鵬2, 湯國建1

(1. 國防科學(xué)技術(shù)大學(xué) 航天與材料工程學(xué)院, 長沙 410073；2. 中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，長沙 410083)

采用光學(xué)顯微鏡(OM)分析子彈斜侵徹7039鋁合金后彈坑周圍的組織特征，并對侵徹過程進行數(shù)值模擬。結(jié)果表明：子彈侵徹 7039鋁合金靶材后，彈坑周圍的顯微組織呈現(xiàn)有規(guī)律的特征；當(dāng)絕熱軟化作用較弱時，彈坑周圍出現(xiàn)絕熱剪切帶和裂紋；且隨著熱軟化的加強，絕熱剪切帶聚合成較寬的層疊剪切變形帶，緊鄰的晶粒嚴重變形產(chǎn)生扭曲帶，侵徹末期組織中形成大量的變形顯微帶。采用Largrange描述的Johnson-Cook本構(gòu)模型能夠有效地模擬子彈斜沖擊侵徹7039鋁合金靶材的過程。

7039鋁合金；侵徹；Johnson-Cook本構(gòu)模型；顯微組織

7039鋁合金是一種具有優(yōu)良的焊接性能、抗彈性能和加工性能的中高強 Al-Zn-Mg系合金，被廣泛應(yīng)用于裝甲結(jié)構(gòu)材料[1-3]。作為裝甲材料通常要承受高應(yīng)變速率的加載變形，而在高應(yīng)變率加載條件下，材料的動態(tài)反應(yīng)非常復(fù)雜，不同的學(xué)者從各個方面展開了研究，如MURR等[4]發(fā)現(xiàn)6061-T6鋁合金彈坑周圍出現(xiàn)了顯微帶。KUMAR等[5]報道了7017鋁靶板受變形彈和剛性彈垂直侵徹后微觀組織及硬度的變化情況。LI和 GOLDSMITH等[6]研究了中厚鋁靶板(6061-T6)受侵徹后的速度和子彈偏航情況。張新明等[7]研究了2519A鋁合金板材受侵徹后材料的微觀組織，發(fā)現(xiàn)當(dāng)侵徹不同深度時，彈坑微觀組織呈現(xiàn)不同特征，靶板主要發(fā)生塑性擴孔破壞。FORRESTAL等[8-9]假定彈體侵徹貫穿靶材的過程為延性擴孔過程，應(yīng)用圓柱形空腔膨脹理論研究了剛性尖頭彈侵徹貫穿鋁合金靶材問題，并建立了估測剩余速度和彈道極限的方程。B?RVIK等[10-11]發(fā)現(xiàn)采用Johnsen-Cook模型模擬合金彈道極限與殘余速度的準(zhǔn)確度更高。本文作者對子彈侵徹7039鋁合金后，彈坑周圍的組織特征進行研究，并對侵徹過程進行數(shù)值模擬，為該合金抗彈性能的研究提供依據(jù)。

1 實驗

打靶試驗用板材為T6態(tài)7039鋁合金板，化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù)，%)為 0.30 Si、0.40 Fe、4.50 Zn、3.30 Mg、0.15 Cu、0.25 Mn、0.20 Zr、0.10 Ti，余量為 Al。T6處理工藝為(470 ℃，1 h)固溶+(120 ℃，24 h)時效，板厚為20 mm，用7.62 mm口徑彈道槍，彈體為53式WO-109C穿甲燃燒彈，在距靶板100 m處以42°傾角入射靶板測得彈速為816 m/s，發(fā)射子彈16發(fā)，擊中靶板不同部位，選取其中一個彈坑沿中線剖開，在沿彈丸侵徹方向的不同位置取金相試樣在XJP-6A金相顯微鏡下觀察，觀察位置為沿侵徹方向靠近彈坑的邊緣，金相腐蝕劑為 Kellor試劑(1.0%HF+1.5%HCl+2.5%HNO4+95%H2O)。數(shù)值模擬采用 ANSYS/LSDYNA軟件 Lagrange方法描述，材料本構(gòu)模型為Johnson-Cook模型。

2 結(jié)果及分析

2.1 宏觀損傷特征

圖1所示為彈丸斜侵7039-T6鋁合金靶板后形成的彈坑正面和剖面的宏觀形貌。在彈丸的侵徹下，靶材發(fā)生塑性流動并被壓擠至四周，最終形成一個由侵徹變形產(chǎn)生的宏觀坑(見圖1(a))。穿燃彈射入靶板，靶板未形成通孔，背部未見隆起(見圖 1(b))，表明該厚度板材的安全角小于 42°。由于 7039-T6鋁合金靶板的屈服強度低于彈頭，易于塑性流動，使鋁靶板呈延性擴孔破壞。

2.2 微觀組織與分析

圖1 彈坑的宏觀照片F(xiàn)ig.1 Macroscopical photographs of craters of 7039 Al target:(a) Obverse; (b) Section

圖2所示為圖1(b)中所標(biāo)明的彈坑周圍A、B、C和D 4個位置靠近彈坑邊緣的金相組織。子彈開坑階段，靶材受到加工硬化作用，坑壁形成絕熱剪切帶，并且形成與坑壁成角度的裂紋，如圖 2(a)所示。隨著侵徹的深入，絕熱失穩(wěn)部位在熱軟化的作用下剪切變形擴張，形成層疊剪切帶，如圖2(b)所示。當(dāng)侵徹繼續(xù)深入時，較寬層疊剪切帶的外層出現(xiàn)晶粒拉長變形現(xiàn)象，或出現(xiàn)變形微帶，如圖 2(c)和(d)所示。繼續(xù)侵徹時，絕熱剪切帶層疊寬度增加，裂紋增多，如圖2(e)所示。在絕熱剪切帶和裂紋旁邊，出現(xiàn)以晶粒扭曲較小且含有高密度顯微帶為特征的區(qū)域，如圖2(f)所示。

已有研究表明，在絕熱剪切帶中發(fā)生的絕熱剪切、剪切失穩(wěn)和剪切局域化等現(xiàn)象出現(xiàn)在許多極端變形或嚴重塑性變形的情形，如子彈的沖塞和沖擊成坑、彈靶的侵徹貫穿，機械加工中的沖剪和沖孔、等通道角加工，各種動態(tài)加工包括攪拌摩擦焊接和電磁加工等[12-13]。絕熱剪切帶內(nèi)的剪切變形非常大，其應(yīng)變機制包括動態(tài)再結(jié)晶(DRX)、亞微米級的再結(jié)晶晶?；频摹俺苄浴绷鲃覽14]。在子彈開坑階段，靶材受到的剪切應(yīng)變最大，最容易導(dǎo)致動態(tài)再結(jié)晶，由局部強烈的動態(tài)再結(jié)晶而產(chǎn)生絕熱剪切帶，絕熱剪切帶高度局域化而形成裂紋，如圖 2(a)所示。當(dāng)子彈侵入后，動能轉(zhuǎn)化熱能，靶材中動態(tài)回復(fù)發(fā)揮作用[6]。剪切失穩(wěn)的形核和發(fā)展表現(xiàn)為剪切帶出現(xiàn)頻率增大和間隔空間減小，當(dāng)剪切帶群體出現(xiàn)時，則形成一定厚度的“層疊剪切帶”，如圖2(b)和(c)所示。由于加工硬化、應(yīng)變率敏感性和溫度敏感性對剪切局域化與剪切“流動”起關(guān)鍵作用，剪切帶內(nèi)絕熱剪切溫度的上升一般由剪切應(yīng)變和剪切應(yīng)變率控制[15]，所以，局部熱軟化是剪切帶形成的主要驅(qū)動力。在子彈侵徹末期，子彈的動能和轉(zhuǎn)化的熱能均減少，從而形成更多的變形顯微帶，如圖2(e)和(f)所示。由以上分析可知，7039鋁合金在高速沖擊侵徹作用下，當(dāng)熱軟化作用較弱時，顯微組織表現(xiàn)為絕熱剪切帶和裂紋；隨著熱軟化作用的加強，顯微組織表現(xiàn)為層疊變形帶、晶粒嚴重變形帶和變形顯微帶。

圖2 彈坑邊緣不同部位的金相組織Fig.2 Optic photographs from different portables of crater wall region: (a) Section A; (b) Section B; (c), (d) Section C; (e), (f)Section D

2.3 卵形桿彈對7039鋁合金靶板的斜侵徹模擬

在對子彈侵徹靶材的過程進行模擬時，桿彈模型選用桿徑為7.26 mm的4340鋼卵形桿彈，如圖3所示。子彈入射初速度v0=802 m/s，入射傾角θ=45°，不考慮偏航角，靶板視為厚板，數(shù)學(xué)模型參數(shù)如表1所列。彈靶的網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖3 卵形桿彈的尺寸示意圖Fig.3 Geometry for ogive-nose rod with 3.0 mm caliberradius-head (CRH)

圖5所示為模擬子彈侵徹靶材后彈坑的正面和剖面形貌。由圖5可見，子彈侵徹靶材后，隨著子彈的侵入，彈坑逐漸變深，侵徹一段后，子彈發(fā)生偏轉(zhuǎn)，最后沿靶面飛出，在靶面上形成凹坑。與圖1中實際打靶形成的彈坑形貌相比發(fā)現(xiàn)，模擬結(jié)果與實際打靶形成的彈坑形貌吻合較好，說明采用該數(shù)值模擬模型能夠真實地反映子彈侵徹靶面的過程。

表1 4340鋼和7039鋁合金用于穿透模擬的材料參數(shù)Table 1 Materials parameters for simulation of 4340 steel and 7039 Al alloy

圖4 45°傾角斜貫穿時彈靶的網(wǎng)格分布Fig.4 Mesh distribution of target under oblique impact with obliquity of 45°

圖5 速度為802 m/s、傾斜角為45°斜侵徹7039-T6Al靶的模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of 7039-T6 Al target at velocity of 802 m/s and obliquity of 45°: (a) Obverse; (b) Section

3 結(jié)論

1) 7039鋁合金靶材受到子彈侵徹作用后，當(dāng)熱軟化作用較弱時，彈坑周圍出現(xiàn)絕熱剪切帶和裂紋；隨著熱軟化作用加強，絕熱剪切帶聚合成較寬的層疊剪切變形帶，相鄰發(fā)生晶粒嚴重變形，產(chǎn)生扭曲帶；子彈侵徹的末期組織中形成大量的顯微變形帶。

2) 采用Largrange描述和Johnson-Cook本構(gòu)模型能夠有效地模擬 7039鋁合金靶材受到子彈侵徹的過程。

REFERENCES

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Microstructure character and numerical modeling of 7039 aluminum alloy target during impact penetration

CAI Yi-ming1, LI Hui-zhong2, LIANG Xiao-peng2, TANG Guo-jian1
(1. School of Aerospace and Materials Engineering,National University of Defense Technology, Changsha 410073, China;2. School of Materials Science and Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

7039 aluminum alloy target was obliquely penetrated. The microstructure character around the crater was investigated by optical microscopy (OM). A numerical modeling during the impact penetration was established. The results show that, with the bullet penetrating into the 7039 aluminum alloy, the microstructure character around the crater is regular. When the adiabatic softening is insignificant, the adiabatic shear bands (ASB) and cracks around the crater are found. When the adiabatic softening is increased, the adiabatic shear bands coalesce into a wider overlapping shear deformation band, and the adjacent grains are deformed seriously, resulting in a lot of contorted bands. At the end of the penetration process, there are a lot of microbands. The process of bullet oblique impact penetration into the 7039 aluminum alloy can be simulated effectively using Johnson-Cook constitutive model described by Largrane.

7039 aluminum alloy; penetration; Johnson-Cook constitutive model; microstructure

TG146.2

A

1004-0609(2011)05-0975-06

國家自然科學(xué)基金資助項目(50671121); 湖南省科技計劃項目(2009GK3038)

2010-04-11；

2011-03-07

李慧中，教授，博士; 電話: 0731-88830377; E-mail: lhz606@mail.csu.edu.cn

(編輯 陳衛(wèi)萍)