Page 16 - 《爆炸与冲击》2026年第8期

第 46 卷 彭 建，等： 核级不锈钢Z2CN18.10的Johnson-Cook本构模型和失效准则 第 8 期

2.4 高速冲击实验结果 表 6 Johnson-Cook 失效准则参数
图 18 展示了不同弹速下 Z2CN18.10 不锈钢 Table 6 Johnson-Cook failure criterion parameters
靶板的变形与损伤形貌。当弹体速度为 202 m/s 材料 D 1 D 2 D 3 D 4 D 5
时，靶板未被穿透，但在撞击中心产生显著局部 Z2CN18.10 0.786 1.255 −3.237 −0.008 0.788
塑性变形，表现出良好的抗冲击能量吸收能力；
当速度增至 254 m/s 时，靶板发生完全穿透，形成
规则圆形弹孔，破口边缘出现典型的“翻唇”塑
性变形特征，破孔直径略小于弹体直径，其破坏
模式为典型的冲塞型破坏，表明材料在高速冲击
下发生剪切局部化与绝热剪切带形成。

2.5 J-C 模型的实验验证
为验证所建立的 J-C 本构模型及失效准则 (a) 202 m/s (b) 254 m/s
在动态冲击场景下的适用性，采用 LS-DYNA 显
图 18 不同弹体速度下靶板的变形及损伤
式动力学软件对高速冲击实验过程进行了数值
Fig. 18 Deformation and damage patterns of target plate
模拟。建立了与实验一致的弹体-靶板-夹具系 impacted by projectiles at different velocities
统有限元模型，如图 19 所示。在结构网格划分
之前，开展了结构冲击载荷作用下的损伤失效模
式的网格无关性测试，结果表明，当单元尺寸小
于 0.5 mm 时，冲击载荷作用下结构的损伤失效 Simplified finite element
model of the sensor
模式趋于一致，为提高计算效率并准确捕捉撞击
区域的局部塑性变形、损伤演化及失效行为，对
靶板中心可能发生侵彻的区域实施了网格细化，
最小单元尺寸为 0.5 mm，周边区域则采用渐变 Mesh refinement of the Finite element model
target plate impact area of bolts and nuts
网格过渡；夹具及螺栓连接部位均按要求建模，
靶板四角施加固支边界条件以模拟实际固定状 图 19 高速冲击有限元网格图
态。数值模型采用本文通过不同温度与应变率 Fig. 19 Finite element mesh for high-speed impact analysis
实验标定所得的 J-C 本构和失效参数，从而在统一框架下实现对材料动态响应行为的预测与实验对比。
图 20 与图 21 分别对比了 202 m/s 与 254 m/s 弹体速度下高速冲击实验与数值仿真的变形及损伤形
貌。在 202 m/s 工况下，实验与仿真结果均显示靶板未被穿透，撞击中心形成与弹体尺寸相近的凹坑，且
塑性变形区域范围吻合良好；实验测得凹坑深度为 44.65 mm，仿真结果为 40.60 mm，相对偏差为 9.1%。
当速度提高至 254 m/s 时，两者均发生穿透失效，破坏模式为花瓣开裂与冲塞复合型破坏，仿真成功复现
了实验中观察到的翻边、剪切局部化等特征；实验穿孔直径为 28.33 mm，仿真结果为 29.62 mm，偏差为
4.4%；变形深度实验值为 30.63 mm，仿真值为 33.20 mm，偏差为 7.7%。总体来看，基于所建 J-C 模型及失
效参数的数值模拟能够较好地预测不同冲击速度下靶板的宏观响应、失效模式与关键变形尺寸，误差处
于工程可接受范围，表明本构参数标定具有较高的可靠性。
图 22 对比了 202 m/s 与 254 m/s 弹速下高速冲击实验与数值仿真在距靶板中心 15 cm 位置的应变
时程响应。在 202 m/s 冲击下，实验与仿真的应变时程曲线变化趋势高度一致，均表现为初始振荡约
0.4 ms 后应变迅速上升至峰值，随后下降并趋于稳定振荡；实验和仿真峰值应变分别为 0.53% 和 0.49%，
相对误差为 7.5%。在 254 m/s 冲击下，两者仍保持良好的趋势一致性，初始振荡时间延长至 0.6 ms，实验
和仿真峰值应变分别为 0.36% 和 0.34%（相对误差为 5.5%）。结果表明，所建立的 J-C 模型不仅能够准确
捕捉动态冲击中应变波的传播历程、峰值应变大小及演化规律，还体现出对不同冲击速度及空间位置响
应的一致性预测能力，进一步验证了该本构模型及其参数在高速冲击工况下的有效性与可靠性。

081001-13