钨合金杆式弹穿甲侵彻开坑阶段绝热剪切失效的数值模拟

钨合金杆式弹穿甲侵彻开坑阶段绝热剪切失效的数值模拟王猛;杨明川;罗荣梅;唐恩凌
【摘要】The failure mechanism of tungsten alloy long rod penetrator piercing into armor target was investigated. The LS-DYNA3D dynamic code was employed to simulate the evolution of large plastic deformation and the adiabatic shear failure at penetration cratering stage.A large mushroom-head is first formed on the head of tungsten alloy penetrator during cratering stage and then the adiabatic shear failure follows due to the plastic shear instability.The adiabatic shear bands are distributed mainly at the back of mushroom-head edge and the front of mushroom-head nose respectively.The mechanical condition which results in the occurance of adiabatic shear failure was also discussed.Based on the simulation,it can be concluded that the adiabatic shear failure distributing at the front of the mushroom-head may lead to short stagnating penetration,which is negative to the penetration performance.%为深入研究钨合金杆式弹芯在穿甲侵彻过程中的失效机制，利用 LS-DYNA3D 动力学软件对侵彻开坑阶段的塑性变形演化和绝热剪切失效进行数值模拟。

侵彻开坑阶段，弹芯头部首先形成蘑菇头，随后在蘑菇头后端帽檐处和最前端鼻尖处分别形成绝热剪切失效；得到剪切带内的等效塑性应变、应力状态和温度变化等特征参量，并分析了剪切失效对弹芯侵彻性能的影响。

侵彻开坑阶段虽然时间很短，弹芯的受力状态变化较快，蘑菇头最前端的绝热剪切失效可能造成弹芯侵彻的瞬间停滞而对侵彻性能起消极作用。

【期刊名称】《振动与冲击》
【年(卷),期】2016(035)018
【总页数】6页(P111-116)
【关键词】穿甲侵彻;钨合金杆式弹;蘑菇头;绝热剪切失效;数值模拟
【作者】王猛;杨明川;罗荣梅;唐恩凌
【作者单位】沈阳理工大学装备工程学院，沈阳 110159;沈阳理工大学装备工程学院，沈阳 110159;沈阳理工大学装备工程学院，沈阳 110159;沈阳理工大学装备工程学院，沈阳 110159
【正文语种】中文
【中图分类】O385;O346.5
钨合金是目前广泛用作杆式穿甲弹的主要弹芯材料之一，其穿甲性能和动态失效机制分析一直是军事工程材料研究的重点内容[1-2]。

研究表明，弹芯在穿甲过程中的绝热剪切和自锐效应能够提高穿甲性能，并据此展开了细致的研究[3-5]。

通常认为，钨合金是绝热剪切不敏感材料，穿甲弹芯在侵彻过程中首先发生塑性流变成蘑菇头形状，从而增大了侵彻阻力和降低侵彻威力。

所以，进行钨合金弹芯材料穿甲侵彻过程中的变形特性和绝热剪切行为分析对深刻理解穿甲机理具有重要意义。

穿甲侵彻过程是非常复杂的动力学行为，涉及应力波的相互作用、材料的热固耦合及率相关效应等[6-7]。

通常，根据弹、靶相互作用过程中的力学特性及表现出的不同宏观现象可把穿甲过程大致分为撞击开坑、稳定侵彻和冲塞三个阶段。

其中弹丸初始撞击靶板的开坑阶段，弹、靶撞击界面上的冲击应力最大，弹、靶材料均发生急剧的塑性变形和破碎，弹芯头部形状也产生明显改变。

而弹头部形状正是影响
穿甲性能的主要因素[8-9]。

因此，非常有必要研究钨合金杆式穿甲弹芯在侵彻开坑阶段的塑性变形流动和失效演化行为，以预测其对弹芯穿甲性能的影响。

然而，穿甲开坑阶段仅是整个侵彻过程的一个瞬间行为，目前的测试手段也根本无法捕捉到弹芯头部变形失效的相关演化信息。

本文利用LS-DYNA3D动力学程序对钨合金杆式弹芯侵彻装甲钢板开坑阶段的绝热剪切失效进行数值模拟，得到钨合金弹芯头部材料在穿甲开坑阶段的塑性大变形、绝热剪切带(Adiabatic Shear Band，ASB)的形成及分布、裂纹扩展失效的演化过程，及对弹芯穿甲性能的影响。

根据试验中的侵彻环境，建立钨合金杆式弹芯垂直侵彻装甲靶板的1/4三维对称模型见图1(a)。

设杆式弹芯沿Y轴负方向以速度VY垂直侵彻靶板，钨合金弹芯材料为95W-Ni-Fe合金，半径为4 mm，长为88 mm，弹头部为半球形状，忽略弹尾处的螺纹结构及铝合金尾翼片等细节处。

装甲板材料为603钢，厚度为50 mm；为节省计算时间，限制计算规模，设装甲板模型径向尺寸为15倍弹径，外边界处添加非反射边界条件，对称面施加对称边界约束。

图1(b)为侵彻有限元计算模型的局部网格细化。

一般认为，弹、靶直接作用和影响区域约5倍弹径范围内发生塑性变形流动，因此进行网格过度和单元加密细化；其他大部分靶板区域只发生小变形或不变形，可采用较粗大的网格单元。

对于三维计算，网格单元过小将耗费更多的计算时间。

考虑到弹芯前端在侵彻过程中实际上处于剧烈的压缩状态，而网格单元将被严重压扁为原尺寸的0.1倍～0.2倍，因此本文模型中单元细化区域的网格尺寸为250～380 μm范围时，弹芯头部网格能够自动模拟出剪切带的塑性变形失稳演化和失效。

另外，设置单面侵蚀接触类型
(Contact_Eroding_Single_Surface)。

整个计算模型中，有弹芯单元40 448个，靶板单元220 840个，全部采用3DSolid164六面体实体单元。

高速侵彻过程中，弹、靶接触区域材料经历高温、高压和高应变率状态，以及塑性大变形流动和破碎过程，采用Johnson-Cook模型描述弹、靶材料的动力学变形
及失效行为[10]。

该模型认为金属材料受冲击变形时的Mises等效流动应力可写为函数p,T)的形式，较好地耦合了应变硬化、应变率硬化和热软化效应，其表达式如下：
弹、靶材料的单元失效采用Johnson-Cook自身的累积损伤失效模式，当材料单元的累积等效塑性应变增量达到临界失效应变时，即∑Δεp=εf，对应的材料单元在计算中被删除，认为材料发生断裂失效。

εf的表达式为：
钨合金材料通常采用粉末冶金的方法制备，合金组分、制备工艺及后处理等对其力学性能均有一定影响。

本文模拟计算时并没有对95W钨合金材料选用Johnson-Cook本构模型和失效模型的相关参数做更细致的实验修正，仅是采用分离式Hopkinson压杆得到95W钨合金在室温环境中不同冲击应变率下的动态力学性能曲线见图2。

结合文献[11-12]中关于95W钨合金材料的Johnson-Cook模型相关参数和603装甲钢的动力学性能，给出本文中模拟计算参数见表1。

为验证本文侵彻计算模型和所选择参数的有效性，将模拟结果与试验进行对比。

图3为钨合金杆式穿甲弹芯以852.9 m/s速度垂直侵彻装甲板时，得到的残余弹芯和弹孔形貌沿轴向的剖面与模拟结果对比。

图3(a)中嵌入的残余弹芯头部墩粗呈“蘑菇头”形状，弹孔直径最大处≈2倍弹径，弹孔深度为23.4 mm。

图3(b)为模拟得到的弹孔为1.78倍弹径，较试验偏小；穿深为23.7 mm，与试验接近。

这是由于模拟计算采用了失效侵蚀算法，而因变形失效被程序自动删除的单元沿径向上仍具有一定速度和侵彻动能，因此造成模拟孔径较试验偏小。

通过对比表明，侵彻计算模型和参数的选择基本正确，能够模拟出侵彻过程中弹、靶相互作用的部分塑性大变形流动和侵蚀特性。

对于穿甲侵彻的机理分析，受目前试验测试手段的限制，没有办法直接获取侵彻过程中弹、靶材料的相关变形和失效信息。

通常的做法是对回收残余弹体及弹孔形貌进行电镜观测和微、细观结构分析，但也只能是反映侵彻最后阶段弹体的变形和失
效模式。

整个侵彻过程中，随着弹体侵彻速度的逐渐降低，侵彻各个阶段弹体所经历的应力状态也在不断变化。

撞击开坑阶段，靶板上表面稀疏波效应影响明显，靶板弹孔周围的材料沿径向和反向流动并在坑口处堆积形成唇边。

这个阶段，弹芯头部被墩粗，其塑性变形较均匀并呈“蘑菇头”形状。

而开坑扩孔后期，弹坑扩孔受靶板上表面的稀疏效应影响降低；同时由于装甲板本身强度较高，弹孔沿径向的塑性扩孔变得更加困难，此时的弹坑孔径表现为收口缩小。

与之对应的是弹芯“蘑菇头”处的应力状态将发生较大改变，各处的塑性变形也不再均匀，变形剧烈的头部材料将沿抗力最小的侵彻反方向流动，并可能造成弹芯“蘑菇头”处的局部塑性剪切失稳，形成绝热剪切失效。

图4为杆式弹芯以852.9 m/s速度垂直侵彻装甲板时开坑阶段几个典型时刻弹、靶相互作用的等效塑性应变云图剖面。

从图4(a)可知，穿甲侵彻16 μs时刻，弹芯头部发生明显的墩粗呈“蘑菇头”形状，其中塑性变形分布较均匀。

塑性变形程度在弹、靶撞击接触界面处最为剧烈，向弹头内部逐渐降低。

随着弹芯继续向前侵彻，弹芯蘑菇头内各处的塑性变形不再均匀。

从图4(b)弹芯剖面中显示，18 μs时刻局部塑性变形集中并开始由蘑菇头外边缘向内部扩展。

图4(c)中，可以很清楚地看到这种局部塑性变形的非均匀性扩展，其呈条带状分布并垂直于侵彻方向。

等效塑性应变云图中看到，带内的等效塑性变形更加剧烈，与带上下两侧区域的变形明显不协调，下个时刻将发生塑性剪切失稳和形成绝热剪切带。

从图4(d)可知，弹芯蘑菇头剖面中有两处绝热剪切带分布：① 起源于弹芯蘑菇头外缘帽檐与主体弹芯的连接凹处，最后贯穿整个帽檐；② 较为明显地分布于弹芯蘑菇头最前端的鼻尖处，近似垂直于侵彻方向，把弹芯蘑菇头的最前端鼻尖处区域与后面的弹芯主体分开。

随着侵彻的进行，微裂纹在绝热剪切带内发展、贯穿形成大裂纹并造成弹芯材料的失效和侵蚀。

图4(e)～图4(f)显示剪切失稳的进一步扩展，侵彻时间26 μs时刻，蘑菇头后端帽檐处剪切失效的部分弹芯材料沿侵彻反方向脱落；而弹芯
蘑菇头最前端鼻尖处材料失效脱落后，被后面的弹芯主体压扁和发生侵蚀，弹芯前端钝化并形成新的弹、靶接触面。

对实验残余弹体的观测中，也常能够看到弹芯材料沿蘑菇头帽檐处失效的痕迹，文献[13]描述在钨合金杆弹侵彻Q235钢的残余弹芯蘑菇头中观测到帽檐处的裂纹存在。

这也表明，钨合金弹芯在穿甲侵彻过程中弹芯蘑菇头外缘的帽檐处将产生绝热剪切失效，从而保持了弹芯蘑菇头相对稳定的形状和尺寸。

本文重点关注弹芯蘑菇头最前端鼻尖处区域垂直于侵彻方向分布的绝热剪切失效。

从图5可知，对钨合金残余弹芯蘑菇头的电镜观测也验证了这种绝热剪切带的分布，尽管只是限于残余弹芯的观测，无法确定侵彻过程中是否发生，但仍表明弹芯蘑菇头前端存在这种绝热剪切失效的力学条件。

钨合金穿甲弹芯高速侵彻靶板，弹芯头部的钨晶粒被严重压扁而产生明显的横向增塑效应，表现为“蘑菇头”形状。

塑性变形功绝大部分转化为热量，热软化造成材料的应力降低，同时由于撞击应变率较大，因此弹芯蘑菇头处的材料变形如同流体流动。

根据塑性变形的最小阻力原理，弹芯蘑菇头前端的塑性大变形沿弹、靶接触界面向侵彻反方向即蘑菇头后端的帽檐处流动。

图6为852.9 m/s速度侵彻时22 μs时刻1/2弹芯蘑菇头等效塑性应变云图的Lagrangian物质网格变形状态，图中网格的变形代表弹芯材料的塑性流动。

可以看到，侵彻开坑阶段，弹芯头部材料更多地流向蘑菇头后端的帽檐处并产生堆积和反向挤出，蘑菇头尺寸不断增大；同时，随着弹芯主体继续向前侵彻，在弹芯蘑菇头帽檐处形成一个塑性剪切失稳区，并最终发展为绝热剪切带失效(即ⅠASB)。

另外，由于侵彻开坑阶段靶板撞击自由面的稀疏波反射效应，靶板弹坑侧壁材料较弹坑底部更易被挤向坑口，所以弹芯蘑菇头侧边缘材料受到的侵彻阻抗力较蘑菇头最前端鼻尖处小，弹芯头部材料的塑性变形也更多地流向蘑菇头侧边缘。

同时，弹芯蘑菇头前端鼻尖处材料的变形流动相对困难，所以在弹芯蘑菇头的最前端鼻尖处垂直于侵彻方向形成了另外一个塑性剪
切失稳区，并迅速发展为绝热剪切带失效(即Ⅱ ASB)。

弹芯蘑菇头最前端鼻尖处材料的局部热塑性剪切失稳形成绝热剪切带，带内材料的塑性变形流动进一步加剧，同时也伴随着带内材料的应力塌陷和温度进一步升高。

图7为弹芯蘑菇头最前端鼻尖处绝热剪切带内104784号单元的Mises等效应力
和温度改变量随侵彻时间的变化情况，选择剪切带两侧的145320号单元和104752号单元作为参考对比。

假设单元的温度升高全部是由于材料的塑性变形功转化引起，可以看到，侵彻开坑阶段弹芯蘑菇头前端材料的温升≈1 000 K，等效
应力随着温度升高明显降低。

图7(a)为剪切带内的等效应力在其演化过程中曾发
生明显的塌陷；图7(b)中，剪切带内的温升略高于两侧基体，表明剪切带内的塑
性变形程度虽然较大，但与两侧基体的过度仍较为平缓。

因此，该剪切带应该是由于剪切失稳引起的形变带，影响区域较宽。

模拟计算中网格尺寸对剪切带的形成、演变及温升有重要影响，本文没有讨论网格尺寸的敏感性。

然而，结合图5钨合
金残余弹芯中观测到距离蘑菇头最前端1～2 mm处分布宽度约100～200 μm的形变剪切带，也能间接验证本文对Ⅱ ASB模拟结果的有效性。

钨合金杆式穿甲弹侵彻装甲板的开坑阶段，由于作用时间很短，变形机制较为复杂，目前仍未明确解释其对弹芯侵彻性能的影响。

图8为弹芯以852.9 m/s速度侵彻
装甲板时的减速度时间历程曲线。

建模中设侵彻速度为Y轴负向，所以弹芯受到
靶板的正抗力为沿Y轴正向，减速度方向也为Y轴正向。

可以看到，由于弹芯在
侵彻过程中的变形和不断消蚀，弹芯质量逐渐减小，因此弹芯的减速度表现为振荡中增大特征，直到侵彻结束。

值的注意的是开坑阶段弹芯减速度曲线表现出来的异常，减速度值瞬间回落甚至反向，这可以解释为弹芯蘑菇头中的绝热剪切失效所致。

侵彻开坑阶段约持续30 μs，弹芯蘑菇头形成初期，弹、靶接触区域变形充分，接触紧密。

随后，弹芯蘑菇头后端帽檐处和前端鼻尖处的区域由于绝热剪切失效而发生脱落和侵蚀，造成弹芯主体部分对靶板的侵彻产生瞬间停滞，直到形成新的弹、
靶接触面，这个时间约5 μs。

根据一维应力波理论，穿甲侵彻过程中弹、靶相互作用的接触界面应保持连续性条件。

当弹芯头部紧密压缩靶板时，弹坑的扩展如同空穴膨胀，是连续的；若弹芯前端材料发生瞬间失稳或破碎，对靶板的作用如同瞬间卸载，此时弹坑扩展将发生短暂停滞，直到弹头重新紧密压缩靶板弹坑。

从图9(a)可知，选取弹坑底部326110号节点与弹孔口处的491080号节点，分析两节点之间沿侵彻方向(Y方向)的相对位移随时间的变化即可间接得到弹坑底部的侵彻扩展关系。

图9(b)为模拟钨合金杆式弹以852.9 m/s速度垂直侵彻装甲板时弹坑底部沿Y方向的相对位移随时间变化曲线。

明显可以看到，弹坑的扩展并非如理想一维定常流体动力学模型中的连续增加，而是在侵彻开坑阶段产生了一个停滞平台，时间约为5 μs。

这个瞬间，钨合金弹芯对装甲板的侵彻如同停滞，但弹芯的质量消耗却并没有停止，而且弹芯主体还要压扁和穿透蘑菇头前端鼻尖处因剪切失效而脱落的部分钨合金残片，这也需要消耗一定的侵彻动能。

因此，开坑阶段的绝热剪切失效对弹芯的侵彻性能实际上起了消极作用。

(1) 结合实验环境，建立钨合金杆式弹芯侵彻装甲钢靶的三维数值模型。

模拟结果表明，侵彻模型和参数选择基本合理，能够模拟出侵彻过程中弹、靶相互作用的塑性变形流动及侵蚀特性。

(2) 侵彻开坑阶段，弹、靶相互作用受自由面稀疏波效应影响明显，弹芯头部塑性变形充分呈蘑菇头形状。

塑性大变形沿弹、靶接触界面反向流动并在蘑菇头后端帽檐处堆积形成剪切失稳区，最终发展为绝热剪切失效。

另外，弹芯蘑菇头前端鼻尖处材料的变形流动相对困难，塑性变形也更多地流向蘑菇头侧边缘形成垂直于侵彻方向的另一个塑性剪切失稳区，并迅速发展为绝热剪切失效。

(3) 弹芯在开坑阶段的受力状态变化较快，弹芯蘑菇头前端的绝热剪切失效有可能造成弹芯侵彻作用的瞬间停滞和弹芯材料的快速消耗，这对侵彻性能起消极作用。

因此，对于理解穿甲侵彻机理和设计新型高侵彻性能钨合金弹芯材料及结构来说，在追求弹芯绝热剪切性能的同时更要控制其分布。