GCr15彈丸沖擊不同厚度GH4169板的變形與破壞模式試驗研究

譚學明， 郭偉國， 林 棟， 郭小軍， 孟衛華

(1. 西北工業大學 航空學院 飛行器結構力學與強度技術重點學科實驗室, 西安 710072;2. 中國航發湖南動力機械研究所, 湖南 株洲 412002)

GH4169鎳基高溫合金是一種鐵-鎳鉻基的變形高溫合金，由于該合金具有強度高，抗氧化、熱加工性能好的特點，廣泛應用于發動機中的機匣、葉片等部件[1-3]。因而其成為了航空航天應用的關鍵材料[4]。航空發動機機匣是發動機出現事故時保證飛行器安全的一道重要保護屏障。航空燃氣渦輪發動機轉子(葉片、輪盤)以非常高(近10 000 r/min),葉尖轉速超音速(340 m/s)的情況轉速運轉。葉片等零件在工作中發生意外脫落或破壞時，受巨大離心力的作用，將以巨大的動能撞擊發動機中的機匣結構。若一定厚度的機匣不能包容脫落的葉片碎片，則碎片飛出后可能會擊中飛機的油管、油箱、飛機結構件或飛行員，造成災難性的后果。1987年5月9號，一架伊爾-62發生的低壓渦輪破裂的轉子突然擊穿機匣，造成了183人死亡的慘重的空難事故[5]。然而過厚的機匣結構將嚴重增加發動機的質量，因此，研究不同厚度條件下GH4169材料的彈道沖擊特性，設計合理的厚度的機匣并包容高能量碎片對保證飛行安全是非常重要的。

Farahani等[6]采用Johnson-Cook(J-C)塑性本構模型對4 mm厚度的鎳基超合金進行了彈道沖擊數值模擬，并在研究中通過數值模擬確定J-C模型中C值。Borja Erice等[7]對1.6 mm厚度的Inconel 718靶板進行了不同溫度條件下的彈道沖擊試驗，并提出了一種適用于高應變率和彈道沖擊數值模擬的彈塑性損傷本構模型。Sciuva等[8]采用圓柱形彈體對Inconel 718合金進行了不同沖擊速度條件的彈道沖擊試驗與模擬模擬研究。Liu等[9-10]為研究航空發動機機匣在高溫條件下的安全性能，對0.6 mm厚度的GH4169合金薄板在25～600 ℃溫度范圍內的彈道性能和能量吸收特性進行了試驗和數值模擬研究；同時其進行了不同厚度(0.6 mm、1.2 mm、2.4 mm)的GH4169 合金材料靶板的彈道沖擊數值模擬研究。Rodriguez-Millan等[11]進行了不同錐形彈撞擊單厚度(1.6 mm)Inconel 718靶板的彈道沖擊試驗與數值模擬研究，并分析了不幾何形式的彈頭對彈道極限速度的影響。吳軻[12]對等質量單厚度情況的GH4169加筋靶板進行了彈道沖擊試驗與數值模擬研究。王濤等[13]針對GH4169高溫合金，通過試驗對其在溫度為室溫至1 000 ℃、應變率為2 000～10 000 s-1的范圍內的本構關系進行了研究。Yuan等[14]研究了工藝參數與熱處理參數對激光立體成型GH4169材料的動態力學性能的影響。通過對上述文獻中的工作調研分析可知，雖然對GH4619材料的靶板彈道沖擊試驗進行了一定的研究，但分析其在沖擊載荷的響應及破壞模式的相關研究或者公開文獻報道仍較少，并且大多數研究多數針對單厚度情況下或多厚度情況下模擬模擬方面的研究。雖然模擬仿真技術已被廣泛應用于研究彈道沖擊問題中，但數值仿真過程與個人的主觀因素相關，往往模擬計算與試驗結果存在較大偏差。且數值模擬結果終究不能完全代替真實的彈道沖擊試驗中靶板表現出的變形與破壞形式等彈道沖擊特性。因此有必要進行不同厚度條件下GH4169材料的彈道沖擊試驗，分析不同厚度靶板的抗沖擊性能，開展相應的研究。

本文為了獲得不同厚度(2～6 mm)的GH4169材料靶板在受到彈丸沖擊載荷作用下變形、破壞模式和失效機理，對GH4169靶板開展彈道沖擊試驗，獲得其隨靶板厚度及速度條件變化情況下的動態響應特性，分析了鎳基高溫合金GH4169的抗沖擊特性，為航空發動機機匣的設計提供了理論基礎。

1 GH4169彈道沖擊試驗

1.1 試件

本研究所使用靶板的材料是中國航發湖南動力機械研究所提供的一種多晶鎳基高溫合金GH4169。熱處理條件為標準熱處理：固溶處理和時效，具體熱處理工藝參數及流程如圖1所示。靶板試驗件設計為方形，邊長尺寸為160 mm×160 mm與250 mm×250 mm兩種規格；厚度為尺寸為2 mm、3 mm、5 mm及6 mm共4種規格，共5種類型試驗件依次編號為Plate-No.1～Plate-No.5，具體尺寸如表1所示。靶板邊緣均布置了8個Ф10的螺栓孔，其中160 mm×160 mm靶板螺栓孔距靶板邊緣為10 mm，實際有效變形面積的正方形邊長L=120 mm；250 mm×250 mm靶板螺栓孔距靶板邊緣為15 mm，實際有效變形面積的正方形邊長L=190 mm，五種類型靶板的具體尺寸及幾何結構形式如圖2所示。靶板試驗件從圓餅狀鍛造毛坯中經線切割及機械加工而成。表2列出了GH4169材料的化學成分。球形彈丸的材料為軸承鋼(GCr15)，直徑為24 mm，維氏硬度1 132.24HV20。

圖1 GH4169熱處理工藝流程

表1 五種不同靶板尺寸

注：① Plate-No.1; ② Plate-No.2; ③ Plate-No.3; ④ Plate-No.4;⑤ Plate-No.5

表2 GH4169合金的化學成分(質量分數)

1.2 試驗裝置

彈道沖擊試驗裝置主要由空氣炮發射系統、靶板安裝與防護系統、高速攝影系統及彈丸速度測量系統組成。一級空氣炮作為彈丸的發射裝置，空氣炮孔徑為25 mm，采用高壓氮氣作為驅動彈丸發射的氣體介質。靶板距離炮口距離為30 mm，通過螺栓、固定夾具將靶板固定在靶板安裝架上，其中正方形固定夾具1與夾具2的外形尺寸與兩種不同靶板外形尺寸相同， 分別為160 mm×160 mm和250 mm×250 mm，夾具1與夾具2內部分別開了一個120 mm×120 mm和190 mm×190 mm方孔；通過外形尺寸為250 mm×250 mm的安裝板-1將尺寸為160 mm×160 mm的靶板安裝在固定支架上，在安裝板內部開了一個120 mm×120 mm方孔；置于靶板背面的安裝板-2也是方形邊框，外形尺寸為500 mm×500 mm，在其內部開了一個190 mm×190 mm的方孔用于安裝外形尺寸250 mm×250 mm的靶板。固定夾具及安裝板所開的方孔為沖擊過程靶板的變形預留出了空間,固定夾具及安裝板的厚度均為12 mm。兩種不同的靶板均通過8個M10螺栓固定在夾具與安裝板之間。為了安全考慮，在靶板安裝架后面布置了彈丸及靶板碎片回收裝置，在回收裝置內添加有緩沖材料。高速攝影系統有2臺高速攝影機(一臺記錄靶板沖擊過程，一臺記錄彈丸剩余速度)、高強LED補光燈、觸發裝置和計算機組成。高速攝影機采用Phantom(V711)高速攝影機，試驗過程拍攝的頻率為50 000幀/s。并通過在兩者之間布置激光測速儀并與計算機相連用于測量彈丸沖擊靶板的初速度。試驗裝置如圖3所示。

圖3 彈道沖擊試驗系統

2 試驗結果及討論

本文對GH4169材料開展的彈道沖擊試驗的主要目的是評估機不同厚度的靶板的抗沖擊能力和破壞模式，為后續的機匣包容性設計提供依據。 主要采用靶板是否被擊穿、臨界穿透速度等作為定量評估的依據，同時為了表征靶板經沖擊后的變形與破壞模式， 從兩個方面來考察GH4169靶板在彈丸沖擊載荷作用下的動態響應：① 靶板的整體變形情況，通過靶板背面的最大變形撓度來表示；② 靶板的破壞模式，通過彈孔直徑，沖塞直徑及裂紋數量進行表征。對四種厚度五種尺寸規格的靶板共進行了25次不同沖擊速度的試驗，在沖擊速度96～313 m/s的范圍內獲得了靶板未被擊穿與擊穿的結果。具體試驗結果如表3所示。

表3 彈道沖擊試驗結果

2.1 彈道極限速度

根據表3的Plate-No.1靶板試驗數據可知，存在彈丸擊穿與未擊穿靶板的試驗情況。1963年Recht RF和Ipson TW，基于能量守恒和動量守恒，并結合試驗修正，提出了著名的Rcht-Ipson公式[15]解釋了彈道極限速度、殘余速度和初始速度之間的關系表達式如下

(1)

式中：vr,vi,vbl分別為剩余速度，入射速度，彈道極限速度，彈道極限速度等于試驗中最大未穿透速度與最小穿透速度的平均值；其中a=mp/(mp+mpl)，p=2。mp和mpl分別為彈丸質量與沖塞的質量。

不同速度情況下從靶板上沖擊下來的沖塞大小并不同，經測量其質量如表4所示。選用沖塞質量的平均值，結合式(1)對彈丸剩余速度進行預測結果如圖4中標記Rcht-Ipson的曲線所示。然而從試驗結果中可知球形彈丸沖擊平板獲得的沖塞質量隨速度變化規律不同于圓柱形彈體侵徹平板獲得的沖塞質量趨于常值的情況，沖塞的質量隨著沖擊速度增加而成線性增加的關系，如圖5所示。因此引入如下公式

mpl=Avi+B

(2)

(4)

表4 不同沖擊速度條件下沖塞質量

圖4 彈丸剩余速度預測R-I公式修正前后與試驗數據的對比

圖5 沖塞質量與沖擊速度的關系

式中，A與B為擬合系數。彈丸為球形，引入彈丸尺寸形狀系數D，表達式如下

D=1-h/2dp

(3)

式中:h為靶板厚度；dp為彈丸直徑。

修正的Rcht-Ipson的公式如式(4)所示，其擬合結果見圖4，可知在較高速度情況下修正后的曲線公式較原始的Rcht-Ipson公式更能夠準確預測剩余速度。因此針對此小于亞音速球形彈丸沖擊薄靶板的彈道沖擊試驗，在不同沖擊速度條件下剝落的沖塞質量不相同的情況下，采用修正公式(4)可較好描述彈丸剩余速度。

通過對試驗后的彈丸進行測量和觀察，在彈丸沖擊靶板過程中，彈丸并未發生明顯塑性變形，因此假設彈丸為剛體，則彈丸的動能逐漸轉變為靶板的變形能、動能及內能。從圖4中對比試驗結果與入射速度等于剩余速度的參考線表明在沖擊過程中彈丸速度均減小，因此在沖擊過程中靶板所吸收的最大能量b如式(5)。結合式(4)得出b隨彈丸入射速度的變化曲線如圖6中實線所示，隨著沖擊速度的增加靶板所吸收能量的大小是逐漸增加，但彈丸穿透靶板情況下能量吸收增長率明顯小于未穿透靶板的情況，因此靶板被穿透后降低其對彈丸動能的吸收能力；從圖中入射速度與彈丸剩余速度差值vd可知，彈丸剛穿透靶板后彈丸速度減小速率較高，隨著彈丸速度的增加彈丸沖擊速度與剩余速度的差值逐漸趨于常值45 m/s，速度變化情況與文獻[16]中硬質卵形彈頭沖擊2A12鋁合金試驗結果中入射速度與速度差值變化規律相似。

(5)

圖6 不同沖擊速度靶板吸能與彈丸速度變化差值

2.2 不同厚度靶板變形撓度

通過高度尺對試驗后的靶板最大變形撓度進行測量，圖7給出了3種不同厚度的GH4169靶板受彈丸沖擊作用下最大變形撓度隨速度變化關系。從圖7中可得到以下結論：① 從2 mm厚度靶板的最大變形撓度與沖擊速度變化曲線可以看出，彈丸擊穿靶板之前靶板最大變形撓度增加迅速，靶板被擊穿后隨著沖擊速度的增加靶板的最大變形撓度成線性減小的趨勢；② 不同沖擊速度情況下靶板的最大變形撓度出現在臨界穿透速度附近，與文獻[17-18]中的結論一致；③ 隨著靶板厚度的增加，在相同的沖擊速度條件下，靶板變形最大撓度逐漸降低。

圖7 不同厚度靶板變形最大撓度隨沖擊速度變化

2.3 靶板破壞模式分析

不同厚度的靶板在不同沖擊速度條件下表現出不同的最大變形撓度與其經受沖擊后的變形與破壞形式有著極其大的關系，靶板經沖擊后變形與破壞模式如圖8～12所示。從不同厚度下靶板的損傷結果可以知隨著厚度的增加，靶板的破壞形式從花瓣形損傷伴沖塞形式逐漸過渡為沖塞破壞，薄靶板彈孔周圍區域發生彎曲變形，彈孔位置發生剪切變形，所以靶板的破壞為拉伸與剪切共同引起的；隨著靶板厚度的增加，靶板的整體變形逐漸減小，雖然局部出現一定的彎曲變形，但變形并不明顯，在沖擊速度為181.1 m/s時5 mm靶板所產生的最大變形撓度為5.5 mm，而2 mm厚度靶板在沖擊速度為183.6 m/s情況下花瓣形損傷最大撓度為12.8 mm，變形撓度較5 mm厚度靶板增加約132.7%。因此，厚靶板靶板的破壞主要是由于剪切引起的剪切破壞，隨著靶板厚度的增加，主要破壞模式發生了由蝶形變形到剪切的轉變，即從全局響應轉變到局部響應，作用力從拉伸和彎曲逐漸向剪切轉變，耗能機制發生了改變。因此靶板的失效模式與其厚度密切相關。

圖8 Plate-No.1板(160 mm×160 mm×2 mm)在不同沖擊速度條件下正面與側面變形與破壞情況

圖9 Plate-No.2板(160 mm×160 mm×5 mm)在不同沖擊速度條件下正面變形與破壞情況

圖10 Plate-No.3板(250 mm×250 mm×2 mm)在不同沖擊速度條件下正面變形與破壞情況

圖11 Plate-No.4板(250 mm×250 mm×3 mm)在不同沖擊速度條件下正面變形與破壞情況

圖12 Plate-No.5板(250 mm×250 mm×6 mm)在不同沖擊速度條件下正面變形與破壞情況

2 mm薄靶板的破壞形式與文獻[9]中的0.6 mm厚度靶板的試驗結果呈一定相似性，總體呈現花瓣形損傷。利用高速攝影機記錄了沖擊速度為164.6 m/s時2 mm靶板被擊穿的整個歷程，如圖13所示。彈靶高速相互撞擊過程是典型的結構動態響應問題，2 mm厚度靶板在沖擊過程中的動態響應表現出明顯的蝶形整體變形情況，靶板的變形與破壞模式顯著依賴于彈丸速度和靶板材料及結構特性。

圖13 彈丸以vi=164.6 m/s撞擊2 mm厚度GH4169靶板的沖擊過程

為了定量描述靶板經沖擊后變形區的破壞情況，分析了不同厚度靶板彈孔直徑與裂紋數量，試驗結果如圖14，15所示。從圖14可知，不同厚度靶板經沖擊后所形成的彈孔直徑隨著靶板厚度呈減小趨勢；單獨針對單厚度靶板隨著沖擊速度的增加彈孔直徑呈指數形式函數增長，并且最大值小于彈丸直徑(24 mm)。從圖15 可知，不同厚度靶板裂紋數量隨沖擊速度呈線性相關，在相同的沖擊速度條件下2 mm厚度靶板所產生的裂紋數量最大,5 mm與6 mm厚度靶板未產生明顯貫穿靶板厚度方向的裂紋。

圖14 不同厚度靶板彈孔直徑隨沖擊速度的變化曲線

圖15 不同厚度靶板裂紋數量隨沖擊速度變化對比曲線

3 結 論

在一級輕氣炮上開展了直徑為24 mm的彈丸撞擊不同厚度的GH4169靶板的沖擊速度范圍為96.7～314.2 m/s的彈道沖擊試驗，得到如下結論：

(1) 隨著靶板厚度的增加，靶板變形最大撓度逐漸降低。靶板的最大變形撓度出現在臨界穿透速度附近，靶板被擊穿前最大變形撓度迅速增加，然而當靶板被擊穿后隨著沖擊速度的增加靶板的最大變形撓度呈線性較小的趨勢。

(2) 球形彈丸撞擊靶板過程所形成的沖塞質量隨著沖擊速度的增加呈線性增加，提出的修正的R-I公式較原公式更能夠在較高速度情況下準確預測彈丸剩余速度，在284 m/s速度情況下預測精度提高7.01%。

(3) 隨著靶板厚度的增加，靶板的損傷形式從花瓣形損傷伴沖塞形式逐漸過渡為沖塞破壞。薄靶板變形區彈孔周圍處于彎曲狀態，彈孔部位處于剪切狀態，靶板的破壞為拉伸與剪切共同引起的；厚靶板彈孔周圍出現不明顯的彎曲變形，破壞模式主要為剪切破壞；彈孔直徑隨著靶板厚度的增加而減小；不同厚度靶板彈孔直徑均隨沖擊速度呈指數函數形式變化；裂紋數量隨沖擊速度呈線性關系。

致謝

感謝中國航發湖南動力機械研究所提供了試驗所需的GH4169靶板材料對此論文工作的支持。感謝在試驗過程中提供幫助的試驗員簡平虎及高猛、王培成等研究生。