鋁- 鎂- 鋁輕質金屬層狀復合靶抗彈性能

郭登剛， 周強， 劉睿， 陳鵬萬

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081；2.中國兵器科學研究院， 北京 100089)

0 引言

輕質裝甲是未來裝甲防護技術的重點發展方向。鋁合金由于密度低、強度高、室溫塑性好以及優良的抗腐蝕性能等優點，在輕型防護材料領域得到了廣泛應用。鋁合金往往與陶瓷材料組合，作為復合裝甲使用，如Al2O3/Al、SiC/Al、B4C/Al以及Si3N4/Al等體系[1]。張進成[2]研究了由氮化硅陶瓷、防彈鋼和高強度鋁合金組成的輕質復合裝甲，發現在相同面密度條件下，用鋁合金作為背板能夠增大陶瓷板的剛度，提高裝甲板的抗彈性能。黃湘林[3]研究了聚合物/鋁合金復合板的抗彈性能以及失效機理。結果表明，對于平頭彈，當鋁合金為背板時，復合板的抗彈性能較好；對于卵形彈，當鋁合金為面板時，復合板具有較好的抗彈性能。孫丹等[4]、茍瑞君等[5]研究了陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復合裝甲的抗射流侵徹性能。結果表明，當陶瓷層和鋁合金層的厚度相同時，接觸式復合裝甲和間隔式復合裝甲均獲得了最小的射流頭部速度。

鎂合金密度約為鋁合金的一半，比強度高，具有良好的韌性，是目前密度最小的金屬結構材料。Jones等[6-7]研究了AZ31B鎂合金的抗彈性能，發現AZ31B鎂合金的抗彈性能與5083鋁的相當。姬鵬遠等[8]采用數值仿真方法研究了AZ31B鎂合金靶的抗彈性能，結果表明：在等面密度情況下，AZ31B鎂合金靶的抗彈性能與4340鋼靶、5083鋁合金靶的相差不大；易燃、易腐蝕且室溫塑性差等缺陷限制了鎂合金作為裝甲材料的應用前景。

因此，研究者提出在鎂合金表面復合鋁，利用鋁耐腐蝕、塑形好的優點來克服鎂合金的缺陷實現性能最佳組合。但由于鋁、鎂均屬活性較高的金屬，通過熱擴散、熱軋等傳統制備方法，較高的處理溫度極易導致在界面處生成厚度較大的脆性金屬間化合物，降低焊接強度，導致服役過程中出現界面脫焊、開裂等有害現象。

爆炸焊接作為一種固相焊接方法，利用炸藥爆炸驅動飛板撞擊基板，在碰撞界面產生高溫、高壓，并促使材料產生塑性流動并產生熱塑剪切失穩，形成波紋狀結合界面。由于高溫高壓持續時間僅數十微秒，隨后而來的是速率達到109K/s的快速降溫，抑制了金屬間化合物的生成，因此爆炸焊接法非常適合復合性質差異懸殊、活性較高的金屬材料。袁曉丹[9]、張楠[10]通過爆炸焊接成功制備鋁/鎂金屬層狀復合板，并對其界面結合機理進行研究。張婷婷[11]借助爆炸焊接技術將6061鋁合金和AZ31B鎂合金成功焊合在一起。吳瓊[12]采用爆炸復合法成功制備了AZ31鎂合金/1060純鋁和AZ31鎂合金/5083鋁合金層狀復合板。

目前關于爆炸焊接制備鋁/鎂層狀復合材料的研究多集中在界面結合機制和力學性能的研究上，應用于裝甲防護的研究尚未見報道。因此，本文提出利用爆炸焊接法制備鋁- 鎂- 鋁三明治結構的復合裝甲板，通過殘余穿深法評估復合靶的抗彈性能，并與等厚度的AZ31鎂合金、2024鋁合金和鋁- 鎂- 鋁層疊接觸靶的抗彈性能進行對比；利用非線性有限元程序LS-DYNA對上述侵徹過程進行數值模擬，探索界面結合強度對層狀復合板在侵徹過程中的形變和破壞的影響規律，以揭示其抗彈吸能機理，為層狀復合材料在裝甲領域的應用提供借鑒。

1 實驗研究

1.1 靶材的制備

本文通過雙向一次爆炸焊接法來制備鋁- 鎂- 鋁輕質層狀復合靶板，布置形式如圖1所示。該方法不同于常見的水平布置形式，而是將鎂合金板垂立放置，在兩側分別平行布置鋁合金板并敷設炸藥，同時起爆，實現兩側一次性焊接。該工藝效率高，得到的復合板平整度好，無需校平處理[13]。但實踐中發現，該方法垂直方向布藥不均，對起爆同步性要求高，操作較為繁瑣，因此在實踐中應用較少。本文中基板與覆板間隙取1 mm，為消除稀疏波的影響，在安裝好的基板覆板兩側以及底部安裝鋁制動量塊。使用低爆速的工業粉狀膨化硝銨炸藥，炸藥爆速2 100～2 300 m/s，藥厚8 mm，炸藥量225 g. 將引爆炸藥的導爆索埋置于端部，采用8號工業電雷管起爆。

圖1 爆炸焊接布置示意圖及實物布置圖Fig.1 Schematic diagram of explosive welding of Al-Mg-Al plate and experimental setup

由于本文的目的是通過對比鋁- 鎂- 鋁三明治結構復合靶與等厚度鋁合金靶的抗彈性能，來研究鋁/鎂復合靶用于裝甲防護的可行性，選擇常見的2024鋁合金也可以對比驗證。同時，由于裝甲鋁價格高、硬度大，直接爆炸焊接有難度，需要純鋁作為過渡層才能實現有效焊接，工藝較為復雜，使用2024鋁合金可以降低實驗難度。本文中2024鋁合金的原始尺寸為300 mm×250 mm×2.5 mm，AZ31鎂合金的原始尺寸為300 mm×250 mm×10 mm. 采用爆炸焊接法制備的鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶板宏觀形貌如圖2所示。

圖2 鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶宏觀形貌圖Fig.2 Layered armor plate fabricated by explosive welding

1.2 彈道實驗

本文采用殘余穿深法對鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶板的抗彈性能進行實驗研究，為了評估抗彈性能，對等厚度條件下AZ31鎂合金、2024鋁合金和鋁- 鎂- 鋁層疊接觸靶的抗彈性能也進行了測試。采用7.62 mm口徑滑膛彈道槍發射的國產7.62 mm制式普通彈，槍口距離靶板2.75 m，彈頭初速均為730 m/s，靶板尺寸均為100 mm×100 mm×15 mm，背板均采用45號鋼，尺寸均為100 mm×100 mm×30 mm. 3種材料的機械性能如表1所示。圖3為彈道測試示意圖和實驗裝置圖。

表1 實驗用材料的機械性能Tab.1 Mechanical properties of experimental materials

圖3 彈道測試示意圖和實驗裝置圖Fig.3 Schematic diagram of ballistic testing and experimental setup

2 數值模擬

本文采用LS-DYNA軟件模擬彈頭穿靶過程。國產7.62 mm制式普通彈彈頭由鋼芯、鉛套和銅皮3部分構成，具體尺寸參考文獻[14]，數值模擬中靶板尺寸均為50 mm×50 mm×15 mm，45號鋼背板尺寸為50 mm×50 mm×30 mm.

2.1 有限元分析模型

圖4為對實際槍彈的局部特征進行適當簡化后得到的有限元模型。根據計算模型和邊界約束的對稱性，建立1/4模型的槍彈和靶板(見圖5)。與實驗工況相對應，采用*CONSTRAINED_GLOBAL關鍵字在對稱面上施加全局對稱邊界約束，采用*BOUNDARY_SPC_SET關鍵字在背板底部以及靶板外部邊界施加固定約束。采用三維SOLID164八節點六面體單元劃分網格。彈靶相互作用區域(約彈徑的3倍)的靶板局部細化網格[15]，單元尺寸取0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm，彈頭單元總數量為7 854，靶板單元總數量為567 400.

圖4 7.62 mm普通彈頭有限元模型Fig.4 FE model of 7.62 mm oridinary bullet

圖5 彈- 靶有限元模型Fig.5 FE model of bullet-target

爆炸焊接界面具有一定的結合強度，當沖擊載荷達到一定程度時，結合界面將在拉伸應力和剪切應力的共同作用下發生破壞[16]。LS-DYNA軟件中的固連- 失效(TIE-BREAK)接觸算法可用于模擬兩物體間的粘接層，也可用于模擬I型裂紋的擴展，它能夠同時考慮接觸界面的拉伸和剪切失效[17]，故本文采用這種接觸來模擬爆炸焊接界面。這種接觸的失效準則為

(1)

式中：σ和τ分別為界面間拉伸應力和剪切應力；σl和τl分別為拉伸失效應力和剪切失效應力。模擬中，通過這兩個失效應力將金屬界面綁定在一起，用以模擬實際中的爆炸焊接界面。此失效準則并未考慮溫度的影響。當作用在界面上的應力大于這兩個應力時，綁定的界面發生分離。本文根據爆炸焊接獲得的結合區具有與母材相當的材料性能這一假設[18]，選擇σl和τl的數值，其中σl取為300 MPa，τl取為250 MPa.

2.2 材料本構模型及相關參數

7.62 mm槍彈彈頭外包覆銅皮采用Johnson-Cook本構模型、Johnson-Cook失效準則和Gruneisen狀態方程描述。在Johnson-Cook模型中，等效應力Y表示為

(2)

Johnson-Cook失效準則采用損傷參數D來描述損傷度，

(3)

式中：Δεp為等效塑性應變增量；εf為材料的失效應變，

(4)

式中：D1、D2、D3、D4、D5為損傷參數；σ*為壓力與等效應力σeff的比值，即σ*=p/σeff. 當材料的損傷參數D=1時，材料將發生斷裂失效。具體材料參數如表2和表3所示。

表2 Johnson-Cook本構模型參數[14,19]Tab.2 Parameters of the Johnson-Cook constitutivemodel[14,19]

表3 Gruneisen狀態方程參數[14,19]Tab.3 Parameters of the Gruneisen equation of state[14,19]

鋼芯、鉛套和靶板均采用理想彈塑性材料模型。這種材料模型忽略了加工硬化，其應力應變曲線近似用兩條直線來代替，如圖6所示。具體材料參數如表4所示。

圖6 理想彈塑性本構模型Fig.6 Perfect elastic-plastic constitutive model

表4 理想彈塑性本構模型參數Tab.4 Parameters of perfect elastic-plastic constitutivemodel

3 結果分析

3.1 實驗和模擬結果分析

本文研究總計進行4發槍彈彈道實驗，靶板的相關實驗數據如表5所示。

表5 靶板的相關實驗數據Tab.5 Experimental data of target plate

圖7為彈道實驗后不同類型靶板及背板的最終損傷形貌，可以看出靶板呈現不同的破壞形式。對于1號靶，彈孔入口周圍有明顯的剪切破壞，這是因為彈頭侵徹靶板時形成狹窄的局部剪切帶[20-21]且鎂合金的塑性較差所造成的。對于2號靶、3號靶以及4號靶，由于鋁合金的塑性較好，在彈頭撞擊作用下，金屬向上翻起形成唇邊，而在彈孔入口周圍并沒有出現剪切破壞。當彈頭穿透靶板撞到強度遠大于鋁、鎂合金的45號鋼背板時，彈頭被鐓粗，動能被大量消耗，在背板表面、靶板背面形成高溫高壓區，在鐓粗彈體的擠壓下，形成較大的彈孔出口。

雖然靶板強度、阻抗與背板相差較大，但通過測量45號鋼背板的彈窩深度，也可以反映靶板的抗彈效果。圖8為相同彈速彈頭在侵徹不同靶板后，在背板上形成的殘余穿深圖。如圖8所示，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶和2024鋁合金靶的殘余穿深相同，比鋁- 鎂- 鋁層疊靶小44%，比AZ31鎂合金靶小58%，表明鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶和2024鋁合金靶的抗彈性能最好，鋁- 鎂- 鋁層疊靶次之，AZ31鎂合金靶最差。結合圖7(b)可知，2024鋁合金靶的彈孔形態與其他靶不同，直徑明顯較大，這可能是因為彈頭侵徹靶板過程中，尤其是撞到45號鋼背板時，彈頭由于鐓粗而沿徑向擠壓靶板金屬，考慮到鋁合金良好的塑性，從而形成直徑較大的彈孔。這一過程消耗了彈頭的動能，減小了靶板的殘余穿深。

圖7 不同類型靶板的最終損傷形貌Fig.7 Damage morphologies of armor plates after penetration

圖8 靶板殘余穿深圖Fig.8 Depths of penetration into armor plates

從圖8中可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶的殘余穿深比鋁- 鎂- 鋁層疊靶的要小，且與純2024鋁合金靶的相同，這可以從鋁- 鎂結合界面兩側的顯微硬度分布和界面結合強度兩方面來解釋。圖9所示為鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶結合界面兩側的顯微硬度分布。從圖9中可以看出：在界面附近，鋁合金的硬度超過了96 HV，鎂合金的硬度接近120 HV；在遠離結合界面的區域，鋁、鎂合金的硬度為原始硬度值，分別為89 HV和92 HV. 爆炸焊接過程中的高應變率加載，導致加工硬化，增加了界面附近鋁、鎂合金的硬度，形成了一層厚度約為1 mm的硬化層，這將有助于提高層狀復合靶的抗彈性能。

圖9 鋁- 鎂結合界面兩側的顯微硬度分布Fig.9 Microhardness distribution of Al-Mg bonding interface

圖10所示為鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶結合界面處的掃描電鏡(SEM)圖及能譜儀(EDS)線掃描圖。由圖10(a)可知，鋁- 鎂結合界面呈典型爆炸焊接波狀界面，波長約為120 μm，波高約為60 μm，沒有觀察到明顯的金屬間化合物層。圖10(b)中黃線位置的EDS線掃描結果見圖10(c)中的曲線。從線掃描結果可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶兩側的結合界面處都發生了明顯的擴散現象，擴散層的厚度約為8 μm. 線掃描曲線并沒有出現明顯的臺階現象，表明鋁- 鎂結合界面處并沒有生成硬脆的金屬間化合物相，從而保證了結合界面的高強度[22]。

圖10 結合界面處SEM圖及EDS線掃描Fig.10 SEM and EDS result of bonding interface

表6列舉了不同類型靶板的質量。從表6中可知，在等厚度條件下，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶的質量為318.5 g，比2024鋁合金靶的質量減輕了23%. 結合圖8可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶和2024鋁合金靶的殘余穿深相同，但質量大大減輕。這表明在等厚度條件下，采用爆炸焊接法制備的鋁- 鎂- 鋁輕質層狀復合靶能夠起到與2024鋁合金靶相當的防護效果，同時達到輕質減重、節約原材料的目的。

圖11展示了7.62 mm槍彈以730 m/s的初速侵徹鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶過程的數值仿真結果。

表6 相同厚度靶板的質量對比Tab.6 Weights of target plates

從圖11中可以看出，實驗過程中所觀察到的一些物理現象，例如外殼的脫落、彈頭的侵蝕、鐓粗以及彈孔入口周圍唇邊的形成等，都可以通過數值模擬來捕獲。圖12為實驗和數值模擬所得到的彈孔形貌的對比，從中可以看出數值模擬所獲得的彈孔形貌和實際實驗的吻合較好。

圖11 7.62 mm彈頭侵徹鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶過程Fig.11 Penetration process of 7.62 mm bullet into Al-Mg-Al layered armor plate

圖12 實驗和數值模擬的彈孔形貌對比Fig.12 Comparison of experimental and numerical results for the morphologies of penetrated armor plate

圖13為靶板殘余穿深的實驗和數值模擬結果對比。從圖13中可知，總體上數值模擬所得到的計算結果與實驗結果較為吻合。AZ31鎂合金、2024鋁合金、鋁- 鎂- 鋁(層疊)和鋁- 鎂- 鋁(焊接)靶的實驗與數值模擬結果的誤差分別為16.7%、7.4%、17.7%和13.8%.

圖13 靶板殘余穿深的實驗和數值模擬結果對比Fig.13 Comparison of experimental and numerical results of the depth of penetration

3.2 界面強度對層狀復合靶抗彈性能的影響

通過槍彈的殘余速度vr來直觀地表征界面結合強度對抗彈性能的影響，因此在前述有限元模型基礎上，去除45號鋼背板，并在界面結合處施加4種不同的拉伸和剪切失效應力組合，所建模型及模擬結果如圖14所示。

圖14 不同失效應力組合下靶損傷形貌和彈頭殘余速度Fig.14 The damage morphologies and the residual velocity of bullet during penetrating into armor plates with different interfacial strength combinations

從圖14中可以看出，彈頭穿透靶板后，彈頭外殼和鉛套發生脫落，子彈發生侵蝕，同時在靶板背部產生花瓣狀碎片。如圖14(a)所示，在彈頭侵徹過程中，由于層間結合強度為0，鋁層和鎂層發生了明顯的分離，其中：迎彈面的鋁板在彈頭穿透時與鎂板碰撞，繼而在反射拉伸作用下向上隆起，產生分層；背面的鋁板也在慣性和反射拉伸作用下隨彈頭向外翻出，塑形形變和分層明顯較大，可見對于鋁、鎂這類低硬度、低強度和高塑形材料，主要通過塑形形變來耗散彈頭動能；在添加層間強度后，如圖14(b)所示，迎彈面鋁板只發生較小的分層，而背面鋁板的塑形形變和分層也明顯減小，進一步增加界面強度后，靶板分層現象消失，如圖14(c)和圖14(d)所示。從殘余彈頭速度來看，隨著界面強度的增加，彈頭速度逐步降低，可見，結合強度的提高，靶板可通過整體形變來抵消彈頭動能。但彈頭速度最多只降低了2%不到，可見結合強度對彈頭動能的損耗貢獻有限。其原因在于彈頭初速較高(730 m/s)，而靶板強度、硬度都明顯低于彈芯，如表4所示，而且厚度較小，僅通過靶板塑形形變損耗的動能占比太小。

但通常來說，采用爆炸焊接法制備的金屬層狀復合材料，結合界面附近的硬度要高于母材的強度，原因在于：在爆炸焊接過程中，結合界面附近的材料發生劇烈的塑性變形，位錯大量滑移纏結，發生加工硬化效應造成的[12]，這個高硬度層也能提高爆炸焊接靶板的抗彈性能，但在數值模擬中沒有體現。

4 結論

1)在等厚度條件下，鋁- 鎂- 鋁層狀復合靶具有與2024鋁合金靶相當的防護效果，但比2024鋁合金靶減輕23%以上，達到了輕質減重、節約原材料但不影響防護效果的目的。

2)鋁- 鎂界面結合強度可以提高層狀復合靶的抗彈性能，具體表現為隨著界面結合強度的增加，靶板通過整體變形抵消彈頭動能，而且爆炸焊接靶板結合界面處的高硬度層，也能提高靶板的抗彈性能，這是其他方法制備的層狀復合板所不具備的。

本文在進行層狀復合靶的抗彈性模擬時，用TIEBREAK接觸來處理結合界面的破壞情況，所采用的σl和τl的數值僅僅是基于爆炸焊接材料結合界面附近的強度高于母材這一理論所選取的一些值，而非實驗所得，在未來工作中，將通過具體的實驗進行更加精確的數值模擬。