高溫高速同步彈道沖擊試驗(yàn)方法

譚學(xué)明，郭偉國(guó)

（西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院, 陜西 西安 710072）

在航空航天研究領(lǐng)域中，彈道沖擊試驗(yàn)作為研究材料抗沖擊性能的重要途徑被廣泛應(yīng)用。彈靶撞擊問題是典型的非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)問題，試驗(yàn)結(jié)果不但與彈體和靶板的幾何結(jié)構(gòu)相關(guān)[1-2]，且靶板的變形和破壞模式強(qiáng)烈依賴靶板材料的力學(xué)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(yàn)方法研究其在高溫高速?zèng)_擊載荷作用下的變形破壞機(jī)理和抗沖擊性能。

目前，大多采用熱輻射、熱對(duì)流、接觸熱傳導(dǎo)和電流焦耳熱等技術(shù)開展高溫彈道沖擊試驗(yàn)。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(shí)現(xiàn)彈道沖擊試驗(yàn)中靶板的高溫試驗(yàn)條件。因彈道沖擊試驗(yàn)中易產(chǎn)生沿彈體運(yùn)動(dòng)方向的高速破片，鄭百林等[4]和Liu 等[5-6]通過在靶板單側(cè)設(shè)置加熱爐形成可流通熱空氣的箱體，并通過風(fēng)扇使熱空氣在箱體風(fēng)道中循環(huán)，從而對(duì)靶板進(jìn)行加熱，成功實(shí)現(xiàn)了尺寸為180 mm×180 mm×1 mm 的GH4169 靶板600 ℃高溫彈道沖擊試驗(yàn)。Yang 等[7]在靶板單側(cè)布置了可移動(dòng)的電加熱高溫板，通過高溫板與目標(biāo)靶板接觸傳熱對(duì)尺寸為115 mm×115 mm×3 mm 的C/SiC 復(fù)合材料靶板進(jìn)行加熱，實(shí)現(xiàn)了900 ℃高溫彈道沖擊試驗(yàn)。然而，通過單側(cè)加熱裝置對(duì)靶板進(jìn)行加熱勢(shì)必會(huì)導(dǎo)致沿靶板厚度方向產(chǎn)生溫度梯度，不利于保證靶板溫度均勻，而且這種現(xiàn)象會(huì)隨著靶板厚度的增加而越發(fā)明顯。因此，有學(xué)者將靶板完全置于高溫輻射爐內(nèi)進(jìn)行高溫彈道沖擊試驗(yàn)。例如：Erice 等[8]通過可滑動(dòng)支架結(jié)構(gòu)將靶板置于環(huán)形高溫爐中，待靶板加熱至目標(biāo)溫度后撤掉高溫爐兩端隔溫板，高速?gòu)椡璐┻^高溫爐腔后撞擊置于高溫爐腔內(nèi)的靶板，由此對(duì)1.6 mm 厚的Inconel 718 靶板開展了700 ℃高溫彈道沖擊試驗(yàn)。由于高溫加熱裝置并未與靶板分離，因此在試驗(yàn)過程中高速撞擊產(chǎn)生的碎片可能會(huì)損壞高溫加熱裝置，從而增加試驗(yàn)的難度和成本。Xie 等[9]采用快速電加熱系統(tǒng)，通過對(duì)C/C 復(fù)合材料靶板兩端施加電壓，在靶板中產(chǎn)生10～5 000 A 的大電流，從而實(shí)現(xiàn)了靶板溫度為1 200 ℃的高溫彈道沖擊試驗(yàn)。然而，對(duì)金屬材料施加大電流會(huì)導(dǎo)致電塑性效應(yīng)引起材料原有性能發(fā)生改變[10]。另外，還有一些其他高溫沖擊試驗(yàn)方法。Zhong 等[11]采用Zwick/Roell450 擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)對(duì)尺寸為10 mm×10 mm×55 mm 的ZA27 合金試樣進(jìn)行了250 ℃高溫沖擊韌性試驗(yàn)，獲得了不同溫度下材料的沖擊韌性。Rojacz 等[12]采用落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)NiCrBSi 金屬基復(fù)合材料進(jìn)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(yàn)。然而，落錘或擺錘試驗(yàn)并不便于實(shí)現(xiàn)大于100 m/s 的高速?zèng)_擊試驗(yàn)。上述不同高溫沖擊試驗(yàn)方法既存在優(yōu)勢(shì)又有弊端，因此建立一種既能夠保證靶板實(shí)現(xiàn)均勻溫度場(chǎng)，又能夠方便地對(duì)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?gòu)椀罌_擊試驗(yàn)方法，仍需要開展進(jìn)一步的研究工作。

本研究將采用對(duì)稱式加熱方法建立一種同步控制高溫高速?gòu)椀罌_擊的試驗(yàn)方法，借鑒高溫高應(yīng)變率Hopkinson 桿試驗(yàn)方法[13-14]中的同步組裝試驗(yàn)技術(shù)，通過溫度檢測(cè)系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)過程中靶板的溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，分析沖擊速度與靶板高溫移除時(shí)間對(duì)靶板沖擊時(shí)刻溫度均勻性的影響。最后，采用此試驗(yàn)方法開展直徑為24 mm 的硬質(zhì)彈丸對(duì)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(yàn)，分析GH4169 鎳基高溫合金靶板受到?jīng)_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(yàn)技術(shù)

1.1 高溫沖擊試驗(yàn)方法

為了檢測(cè)GH4169 鎳基高溫合金靶板在高溫高速?zèng)_擊載荷作用下的抗沖擊性能，建立了一種應(yīng)用高溫同步技術(shù)的彈道沖擊試驗(yàn)方法。與文獻(xiàn)[8]的試驗(yàn)方法不同，本研究以在線預(yù)加熱方式加熱固定靶板，并將高溫爐設(shè)計(jì)為可移動(dòng)形式。試驗(yàn)裝置由彈體發(fā)射系統(tǒng)、可控式高溫加熱系統(tǒng)和同步控制系統(tǒng)3 部分組成。彈體發(fā)射系統(tǒng)采用一級(jí)空氣炮發(fā)射裝置，推進(jìn)氣體介質(zhì)可選擇空氣、氮?dú)饣蚝獾雀邏簹怏w，并采用激光測(cè)速儀測(cè)量彈體的沖擊速度?？煽厥礁邷丶訜嵯到y(tǒng)主要包含對(duì)稱高溫電阻加熱爐、溫控儀和調(diào)壓器，在預(yù)加熱過程中采用熱電偶（K 型）對(duì)靶板溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控。為了保證試驗(yàn)中靶板撞擊區(qū)域的溫度場(chǎng)均勻，與文獻(xiàn)[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(duì)稱布置了兩個(gè)高溫電阻加熱爐，使靶板完全處于高溫環(huán)境中，從而避免靶板沿厚度方向產(chǎn)生溫度梯度。同步控制系統(tǒng)主要由控制總開關(guān)、控制空氣炮發(fā)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(yàn)系統(tǒng)示意圖，圖2 為高溫彈道沖擊靶板試驗(yàn)裝置實(shí)物。

圖1 試驗(yàn)裝置系統(tǒng)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of test device system

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

1.2 高溫同步?jīng)_擊控制技術(shù)

本研究中建立的高溫彈道沖擊試驗(yàn)方法采用對(duì)稱布置電阻爐同時(shí)加熱靶板兩側(cè)，保證試驗(yàn)前靶板正、背面溫度均勻，高溫爐布置方式見圖1。通過試驗(yàn)裝置中的溫度調(diào)節(jié)控制系統(tǒng)控制溫度，可使靶板在沖擊試驗(yàn)開始前獲得均勻的(500±5) ℃ 溫度場(chǎng)試驗(yàn)條件。如圖3 所示，在靶板正面和背面布置3 個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)2 的位置為靶板正面和背面的中心，測(cè)點(diǎn)3 在測(cè)點(diǎn)1 的面內(nèi)且距離中心點(diǎn)30 mm。t0為彈丸在炮管中加速經(jīng)歷的時(shí)間，t1為彈體從炮口位置勻速運(yùn)動(dòng)到靶板經(jīng)歷的時(shí)間。靶板的目標(biāo)加熱溫度為500 ℃，在升溫過程中，3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化情況見圖4，持續(xù)加熱25 min 后靶板溫度達(dá)到目標(biāo)加熱溫度，保溫20 min 后進(jìn)行彈道沖擊試驗(yàn)。

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(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)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(yàn)中的高溫同步?jīng)_擊過程由電磁閥控制開關(guān)和高溫爐移除裝置控制，開啟發(fā)射閥門開關(guān)后，高壓氣體推動(dòng)彈丸做加速運(yùn)動(dòng)的同時(shí)，通過預(yù)先安裝的高溫爐裝夾工裝與聯(lián)動(dòng)控制結(jié)構(gòu)將高溫爐從靶板兩側(cè)移除，彈體運(yùn)動(dòng)和高溫爐同步移除運(yùn)動(dòng)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(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間的變化情況如圖5 所示，可以發(fā)現(xiàn)，3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間延長(zhǎng)基本呈線性下降趨勢(shì)。

圖5 移除高溫爐后靶板測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)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(shí)靶板的實(shí)際溫度，需要計(jì)算靶板停止加熱至彈丸撞擊靶板過程經(jīng)歷的時(shí)間tz，tz為彈體在炮管中加速過程所用的時(shí)間t0與彈體離開炮管后勻速運(yùn)動(dòng)至靶板所用的時(shí)間之和。彈體在炮管中的運(yùn)動(dòng)方程為

彈體勻速運(yùn)動(dòng)所用的時(shí)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(jì)算得出。試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)見表1。計(jì)算得到彈體沖擊速度v與時(shí)間tz的關(guān)系，如圖6 所示，可見，當(dāng)沖擊速度高于50 m/s 時(shí)，彈體的運(yùn)動(dòng)時(shí)間小于0.1 s。從圖5 中3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化情況可知，撤除高溫爐后0.1 s 以內(nèi)，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(yàn)的有效性。設(shè)v0為彈體出膛速度，則有

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

表1 彈道沖擊計(jì)算的相關(guān)參數(shù)Table 1 Calculation parameters of ballistic impact

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 同步時(shí)間 tz對(duì)試驗(yàn)的影響

在高溫彈道沖擊試驗(yàn)中最重要的兩個(gè)參數(shù)是彈丸撞擊靶板時(shí)刻的靶板溫度和彈丸的沖擊速度，是影響試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確性最主要的因素。圖5 中，在移除高溫爐后，靶板上3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度隨時(shí)間變化曲線基本呈線性下降趨勢(shì)，移除高溫爐8 s 后3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度分別下降了58、67 和33 ℃。靶板撞擊點(diǎn)的材料溫度下降了11%以上，靶板材料的塑性流動(dòng)應(yīng)力隨著溫度下降而逐漸增強(qiáng)[16]，表現(xiàn)出不同的抗沖擊性能[8]，從而影響試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。在考察C/SiC 復(fù)合材料抗沖擊性能的試驗(yàn)中，撤離高溫爐后，10 s 內(nèi)復(fù)合材料板溫度下降約15 ℃[7]。從試驗(yàn)結(jié)果可知，撤離高溫爐后GH4169 鎳基高溫合金的溫度下降速率遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于C/SiC 復(fù)合材料，因此采用快速同步高溫彈道沖擊試驗(yàn)方法顯得尤為重要。

從圖6 可知，隨著彈體撞擊靶板前運(yùn)動(dòng)總時(shí)間tz的延長(zhǎng)，彈體沖擊速度呈冪指數(shù)下降趨勢(shì)。若將此高溫彈道沖擊試驗(yàn)方法應(yīng)用于其他類型材料的高溫彈道沖擊試驗(yàn)中，獲得的沖擊速度與彈體撞擊靶板時(shí)靶板溫度的關(guān)系可直觀判斷試驗(yàn)方法的可行性。彈丸發(fā)射和高溫爐撤離為同一時(shí)刻，將圖5 中移除高溫爐后測(cè)點(diǎn)溫度隨時(shí)間的變化曲線與圖6 中彈丸沖擊速度v0與時(shí)間間隔tz的關(guān)系曲線整合并消除共同的時(shí)間變量，得到彈體沖擊速度與靶板測(cè)點(diǎn)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(shí)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(yàn)?zāi)繕?biāo)溫度條件。當(dāng)彈體的沖擊速度為20 m/s 時(shí)，靶板3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度下降值均小于1 ℃，可以認(rèn)為當(dāng)沖擊速度大于20 m/s 時(shí)，通過該高溫高速同步彈道沖擊試驗(yàn)裝置進(jìn)行的彈道沖擊試驗(yàn)是準(zhǔn)確有效的。本試驗(yàn)方法也可應(yīng)用于C/SiC 復(fù)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(cè)點(diǎn)溫度的關(guān)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(yàn)結(jié)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(shí)靶板正、側(cè)面的變形和損傷情況，可以看到靶板出現(xiàn)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(shí)靶板正、側(cè)面的損傷情況。對(duì)比圖8(a)與圖9(a)中靶板的損傷結(jié)果可知，雖然高溫使靶板材料的強(qiáng)度降低，但圖9(a)中靶板并未產(chǎn)生明顯的裂紋破壞，而圖8(a)中靶板產(chǎn)生了一條長(zhǎng)度為30 mm 并貫穿整個(gè)靶板厚度方向的裂紋。對(duì)比相近速度條件下圖8(b)與圖9(b)中靶板的試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，高溫條件下靶板的全局變形較常溫試驗(yàn)結(jié)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(qū)附近，Erice 等[8]和Liu 等[5]也得到了類似的試驗(yàn)結(jié)果。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)常溫條件下靶板的損傷裂紋長(zhǎng)度是高溫條件下的2 倍左右，損傷形式更加劇烈。對(duì)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(yàn)結(jié)果，推斷產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是高溫條件增強(qiáng)了GH4169 材料的塑性，使得材料的延伸率和失效應(yīng)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(dòng)應(yīng)力強(qiáng)度較常溫情況有所下降但減小幅值較小，從而表現(xiàn)出在500 ℃高溫條件下靶板的抗沖擊性能優(yōu)于常溫條件下。同時(shí)，由圖10 可知，靶板的損傷裂紋首先產(chǎn)生在靶板背面并逐漸擴(kuò)展到撞擊正面，Erice 等[8]的研究中也發(fā)現(xiàn)了同樣的現(xiàn)象，表明靶板的主要沖塞失效機(jī)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(xiàn)分階段破壞的層階形式；而高溫條件下的斷口相對(duì)整齊，呈剪切破壞模式，斷面與靶板平面呈45°，并且斷面相對(duì)細(xì)膩平坦，與常溫試驗(yàn)結(jié)果存在明顯差異?；ò晷螕p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(kuò)孔行為導(dǎo)致沖塞孔周圍靶板材料因發(fā)生徑向彎曲變形[5]與周向拉伸變形而產(chǎn)生的。彈道沖擊過程中靶板的應(yīng)變率極高，可達(dá)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(jié)構(gòu)不規(guī)則，同時(shí)伴隨著晶體缺陷、原子排列雜亂、晶格扭曲等，因此在形變時(shí)可阻止位錯(cuò)滑移[19]，繼而在斷裂時(shí)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(shí)呈現(xiàn)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(jié) 論

通過高溫同步?jīng)_擊控制技術(shù)建立了一套能夠有效實(shí)現(xiàn)高溫環(huán)境下靶板彈道沖擊的試驗(yàn)方法，采用對(duì)稱式加熱法有效地解決了試驗(yàn)中靶板溫度場(chǎng)均勻性的關(guān)鍵問題，并通過此試驗(yàn)方法對(duì)GH4169 鎳基高溫合金靶板進(jìn)行了常溫和500 ℃高溫條件下的彈道沖擊試驗(yàn)，得到以下結(jié)論。

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

(2) 設(shè)計(jì)了高溫爐對(duì)稱布置方式對(duì)靶板進(jìn)行加熱，當(dāng)靶板的目標(biāo)溫度為500 ℃時(shí)，可將靶板正、背面溫度梯度控制在0.1%以內(nèi)，撞擊區(qū)的靶板面內(nèi)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(shí)，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(yīng)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(xiàn)為剪切破壞模式，斷面與靶板平面呈45°，總體呈現(xiàn)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(yàn)方法采用了可移動(dòng)的對(duì)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(guān)系曲線，可得到不同沖擊速度下靶板的溫度情況，進(jìn)而保證試驗(yàn)條件的準(zhǔn)確性。通過設(shè)計(jì)不同尺寸及功率的加熱爐，易于實(shí)現(xiàn)不同靶板材料及尺寸特征的高溫高速?gòu)椀罌_擊試驗(yàn)，該試驗(yàn)方法將為其他高溫彈道沖擊試驗(yàn)提供參考。