Page 15 - 《爆炸与冲击》2026年第3期

第 46 卷 陈嘉琳，等： 重复冲击载荷下Al 0.3 CoCrFeNi高熵合金的动态响应机制与累积损伤效应 第 3 期

续时间和作用范围进一步扩大，如图 13 所示。结合图 3(c) 可知，随着冲击速度的提高，HEA 靶板的无序
化加剧，靶板厚度方向大部分区域遭受破坏，靶板的有效厚度减少，从而导致应力分布更复杂。

Stress/GPa
15 20.00
18.75
17.50
10
16.25
t/ps 15.00
13.75
5
12.50
11.25

0 10.00
2.0 1.8 1.6 1.4 1.2 5 10 15
−1
v/(km·s ) S/nm
图 13 受初始速度为 2.0 km/s 的刚性球冲击过程中 HEA 板撞击区域内的应力随时间的变化图谱
以及刚性球的速度随时间的变化
Fig. 13 Graph of stress variation over time in the HEA plate impact area during the impact process of a rigid sphere with an initial
velocity of 2.0 km/s, as well as the variation of the velocity of the rigid sphere over time

图 14 为 HEA 板应力与刚性球冲击速度的关系图。图 14(a) 显示 HEA 板中最大应力 σ 与冲击速度
1
呈显著的二次函数关系：
2
2
σ 1 = −14.48v i1 +114.04v +29.02 R = 0.998 37 (9)
i1
式中：σ 的单位为 GPa，v 的单位为 km/s。随着刚性球冲击速度的提高，HEA 板最大应力的增长速率显
1
1
i
著提高。这种最大应力与冲击速度之间的二次函数关系，与空腔膨胀理论所预测的最大应力变化形式
高度一致 [44] 。
式 (9) 中，已探讨了冲击速度对 HEA 板最大应力 σ 的影响。为进一步揭示材料在冲击载荷下的塑
1
性行为，继续分析了 HEA 板塑性区域边界应力 σ 与刚性球冲击速度之间的关系，如图 14(b) 所示，通过
2
拟合实验数据得到的曲线方程为：
2
2
σ 2 = 2.81v i1 −0.42v +9.44 R = 0.998 11 (10)
i1
14.5

55 14.0 Data point
Fitting line
50 13.5
45 13.0
σ 1 /GPa 40 σ 2 /GPa 12.5

35 12.0
30 11.5
Data point
25 Fitting line 11.0
0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0
v i1 /(km·s ) v i1 /(km·s )
−1
−1
(a) The maximum stress (b) Boundary stress in plastic zone
图 14 HEA 板应力与刚性球冲击速度的关系
Fig. 14 Relation between stress in a HEA plate and impact velocity of a rigid ball

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