張超霞，劉迎彬，胡曉艷，張 增，薛瑞峰，楊 麗，袁 磊

（1.中北大學(xué)環(huán)境與安全工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.山西江陽化工有限公司軍品研究所，山西 太原 030051；3.北京特種車輛研究所，北京 100072）

粉末藥型罩具有工藝簡單、成分配比靈活、生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，而且可以很大程度地避免杵堵現(xiàn)象[1]，因此，帶有粉末藥型罩的聚能裝藥被廣泛地應(yīng)用于民用領(lǐng)域，尤其是石油開采。鎳鋁（Ni-Al）含能結(jié)構(gòu)材料是一類相對較新的多功能反應(yīng)性復(fù)合材料，具有良好的力學(xué)性能和能量釋放特性[2]。由含能結(jié)構(gòu)材料制成的反應(yīng)藥型罩不僅具有傳統(tǒng)藥型罩（一般是銅藥型罩）的動能侵徹作用，同時還可以發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)并釋放大量的沖擊能量，以提高聚能戰(zhàn)斗部的綜合毀傷效果。因此，Ni-Al 體系含能結(jié)構(gòu)材料藥型罩具有很好的應(yīng)用前景，然而目前對Ni-Al體系反應(yīng)射流的毀傷效應(yīng)研究較少。

影響反應(yīng)金屬材料藥型罩侵徹過程的因素包括沖擊壓縮特性、沖擊誘導(dǎo)化學(xué)反應(yīng)、沖擊溫升、釋能特性以及射流與目標(biāo)靶之間的相互作用等。Guo等[3]研究了Al/PTFE反應(yīng)藥型罩聚能射流的侵徹性能，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，與傳統(tǒng)金屬射流相比，其孔徑較大，侵徹深度也有所增加。但Al-PTFE 復(fù)合材料的低密度和低強(qiáng)度嚴(yán)重限制了其應(yīng)用。添加一定比例的金屬材料或改變藥型罩的配方能夠增加活性Ni-Al金屬體系藥型罩的后效作用能力，增大穿孔孔徑[4–5]。聚能射流侵徹作用下靶板的宏觀特征和微觀組織結(jié)構(gòu)特性都會發(fā)生顯著變化。聚能射流高速撞擊靶板后可以產(chǎn)生極高的壓力和熱量，靶板孔壁周圍組織發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形，應(yīng)變率達(dá)到104～106s?1，在靶板孔壁周圍形成一個高溫、高壓、高應(yīng)變率區(qū)域[6]。在高應(yīng)變率載荷下隨著塑性變形的發(fā)展，材料局部溫度急劇升高，當(dāng)克服應(yīng)變硬化或應(yīng)變率硬化，局部溫升導(dǎo)致的熱軟化效應(yīng)是影響靶板微觀組織演化的關(guān)鍵因素[7–8]。在高應(yīng)變率荷載下，鋼、鈦和鈦合金、鋁合金及鎂合金等金屬材料容易發(fā)生微觀組織演變[9]。與大多數(shù)金屬材料相比，鋼具有很高的強(qiáng)度和硬度、較高的延展性、出色的承載能力，價格較低，常用于民用和軍用防護(hù)等方面[10]。尹志新等[11]研究了超高強(qiáng)度鋼靶板在聚能射流穿甲后的損傷特征，發(fā)現(xiàn)靶板孔壁微觀組織發(fā)生顯著變化。

本研究采用模壓法制造致密度較高的Cu-Ni-Al 和Cu 藥型罩，通過侵徹實(shí)驗(yàn)，研究Cu-Ni-Al 反應(yīng)藥型罩和Cu 傳統(tǒng)藥型罩的宏觀侵徹性能以及侵徹后鋼靶的微觀組織特征，由此進(jìn)一步分析微觀組織特征變化對射流宏觀侵徹現(xiàn)象的影響，以期為研究聚能裝藥戰(zhàn)斗部的毀傷效應(yīng)提供可靠的依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料和方法

選用規(guī)則形的鎳粉、鋁粉和銅粉作為原料制備30Cu-35Ni-35Al（Cu-Ni-Al，Cu、Ni 和Al的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為30%、35%和35%）和Cu 藥型罩（Shaped charge liner,SCL）。粉末原料屬性如表1所示。

表1 粉末屬性Table 1 Properties of powders

采用粉末冶金法制備藥型罩。成型藥型罩見圖1。藥型罩為圓錐形，錐角為47°。采用阿基米德排水法測得粉末藥型罩的真實(shí)密度ρAMD，理論密 度ρTMD= 1 /(W1/ρ1+W2/ρ2+···+Wn/ρn)，其中W1、W2、Wn為組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)， ρ1、 ρ2、 ρn為組分的理論密度。藥型罩孔隙率φ=(1?ρAMD/ρTMD)×100%。藥型罩的相關(guān)參數(shù)如表2所示。

圖1 粉末藥型罩：（a）Cu-Ni-Al 藥型罩，（b）Cu 藥型罩Fig.1 Powder shaped charge liner:(a)Cu-Ni-Al SCL,(b)Cu SCL

表2 藥型罩的相關(guān)參數(shù)Table 2 Parameters of SCLs

聚能裝藥采用8701炸藥，裝藥量為38 g，壓制壓力為10 MPa，外殼材料為鋼，裝藥直徑與藥型罩直徑均為44 mm。采用電雷管對聚能裝藥起爆，炸高60 mm，靶板材料為45鋼。45鋼的化學(xué)成分見表3。為了保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性，每種藥型罩進(jìn)行3組侵徹實(shí)驗(yàn)。圖2為含有藥型罩的聚能裝藥結(jié)構(gòu)。

圖2 聚能裝藥結(jié)構(gòu)Fig.2 Shaped charge device

表3 45鋼的化學(xué)成分及含量Table 3 Chemical composition and content of 45 steel%

侵徹實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場布置如圖3所示。實(shí)驗(yàn)后回收45鋼靶。采用線切割沿鋼靶彈道穿孔中心線進(jìn)行縱向切割，然后切取靶板頭部（靶板入口）和尾部區(qū)域，再對試樣進(jìn)行打磨拋光，最后用4%硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕。為了分析孔壁周圍區(qū)域的微觀組織特征，采用光學(xué)顯微鏡（OM，Axio Lab，A1）、掃描電子顯微鏡（SEM）及能量色散光譜儀（EDS,牛津儀器X-MaxN）對處理過的樣品進(jìn)行觀測。利用Vickers硬度測量系統(tǒng)（JMHVS-1000AT）在0.98 N 載荷下對鋼靶的微觀組織進(jìn)行顯微硬度測量，保荷時間為15 s。

圖3 侵徹實(shí)驗(yàn)布置Fig.3 Penetration experimental arrangement

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

Cu-Ni-Al 和Cu 射流侵徹后鋼靶的宏觀特征如圖4所示。靶板孔洞為典型的喇叭形。彈坑孔壁清潔無杵體。Cu-Ni-Al 孔壁表面相對粗糙，平均侵徹深度約為117.7 mm。Cu 的平均侵徹深度約為176.5 mm，遠(yuǎn)高于Cu-Ni-Al。而Cu-Ni-Al 的平均入口直徑約為22.2 mm，比Cu 提高約33.3%。兩種藥型罩的侵徹深度和入口孔徑列于表4。

圖4 兩種射流侵徹后鋼靶的宏觀特征：（a）Cu-Ni-Al，（b）CuFig.4 Macroscopic features of steel targets penetrated by(a)Cu-Ni-Al and (b)Cu jet

表4 兩種藥型罩的侵徹參數(shù)Table 4 Penetration parameters of two different SCLs

圖5和圖6為Cu-Ni-Al和Cu 射流侵徹后鋼靶孔壁頭部和尾部區(qū)域的OM圖像?？梢钥闯觯簹堄嗌淞鞲街诳妆谏?；靶板中形成了不同的區(qū)域，即殘余射流區(qū)、白色區(qū)、變形區(qū)和基體組織。Cu-Ni-Al射流侵徹后鋼靶孔壁形成了良好的白色帶，且尾部白色帶的平均厚度大于頭部。Cu 射流侵徹后鋼靶孔壁頭部白色帶數(shù)量極少，只在射流反向沖刷區(qū)域有些許白色帶，距離孔壁1.5～2.0 mm 區(qū)域內(nèi)形成微裂紋，但孔壁尾部形成了良好的白色帶。表5匯總了不同藥型罩侵徹鋼靶后各影響區(qū)域的厚度參數(shù)，可見：頭部變形區(qū)的厚度大于尾部；在相同位置，孔壁白色區(qū)越厚，變形區(qū)的厚度越?。活^部殘余射流區(qū)的厚度小于尾部。

表5 兩種藥型罩侵徹鋼靶后各影響區(qū)域的厚度參數(shù)Table 5 Thickness parametersof the affected zones in steel targets penetrated by two different SCLs

圖5 Cu-Ni-Al 射流侵徹鋼靶孔壁的OM 圖像：（a）孔壁頭部區(qū)域，（b）孔壁尾部區(qū)域Fig.5 OM images of the crater wall of steel targets penetrated by Cu-Ni-Al jet:(a)the head of the crater wall,(b)thetail of the crater wall

圖6 Cu 射流侵徹鋼靶孔壁的OM 圖像：（a）孔壁頭部區(qū)域，（b）孔壁頭部射流沖刷區(qū)，（c）孔壁尾部區(qū)域Fig.6 OM image of the crater wall of targets penetrated by Cu jet:(a)thehead of the crater wall,(b)the scouring area of the jet in the head of the crater wall,(c)the tail of the crater wall

圖7和圖8為Cu-Ni-Al 和Cu 射流侵徹后鋼靶孔壁尾部區(qū)域SEM/EDS點(diǎn)掃和線掃分析結(jié)果，其中wt為質(zhì)量分?jǐn)?shù)，at為摩爾分?jǐn)?shù)。白色區(qū)的成分與45鋼靶原始成分有所不同。Cu-Ni-Al 殘余射流區(qū)有Fe元素，而Cu 殘余射流區(qū)幾乎沒有Fe 元素。

圖7 兩種射流孔壁尾部SEM/EDS點(diǎn)掃結(jié)果：（a）Cu-Ni-Al，（b）CuFig.7 SEM/EDS point scanning results in the tail of the crater wall of two jets:(a)Cu-Ni-Al,(b)Cu

圖8 兩種射流孔壁尾部SEM/EDS線掃結(jié)果：（a）Cu-Ni-Al,（b）CuFig.8 SEM/EDS line scanning results in the tail of the crater wall of two jets:(a)Cu-Ni-Al，(b)Cu

圖9為兩種射流侵徹作用下鋼靶孔壁頭部和尾部區(qū)域的維氏顯微硬度（Hv）測量結(jié)果。兩種射流侵徹后靶板孔壁硬度變化趨勢差別不大。白色區(qū)的顯微硬度明顯高于周圍其他組織。白色區(qū)硬度值分散度較大，中間區(qū)域的硬度高于邊界組織。兩種射流尾部白色區(qū)的平均硬度值均高于頭部。Cu-Ni-Al尾部白色區(qū)的平均硬度值比Cu 高約95 MPa，Cu-Ni-Al 頭部白色區(qū)的平均硬度值比Cu 低28 MPa。兩種射流頭部變形區(qū)的硬度值均高于尾部。除Cu-Ni-Al尾部變形區(qū)外，其他變形區(qū)的硬度值均高于基體。靶板基體的顯微硬度值約為255 MPa。

圖9 Cu-Ni-Al 和Cu 射流侵徹鋼靶孔壁的維氏顯微硬度Fig.9 Vickers microhardness of thecrater wall of steel targets penetrated by Cu-Ni-Al and Cu jets

3 討 論

利用不同粒度Cu、Ni、Al 混合粉末制備的藥型罩具有較高的致密度，避免了因藥型罩壓垮使含能材料提前反應(yīng)，從而顯著影響侵徹效果。反應(yīng)射流不會在射流形成時完全反應(yīng)，而是存在一定的弛豫時間，這在一定程度上決定了反應(yīng)射流的穿深[3,12]。在線性速度桿侵徹模型中，Lambert[13]對射流的能量密度進(jìn)行了計算。射流的能量密度公式為

式中：m0為射流的初始質(zhì)量， ρj、 ρt分 別為射流和靶板的密度，P為侵徹深度，vj0和vr分別為射流頭部和尾部的速度，z0為虛擬原點(diǎn)到靶板的距離。

由式(1)可知，材料密度比是影響射流能量密度和侵徹深度的重要因素。對于同一靶板，低密度材料在侵徹初始階段單位侵徹深度下的能量沉積越多，侵深越低；而高密度材料可以使更多的能量進(jìn)入靶板，提高侵深。在射流侵徹過程中，射流與靶板之間的相互作用也是影響其侵徹性能的重要因素[14]。在射流侵徹過程中Cu 相在射流與靶板接觸面之間起潤滑作用，使Cu 射流容易穿透靶材[15]。從圖4中可以看出，Cu-Ni-Al 射流彈道孔壁較粗糙，另外根據(jù)SEM/EDS分析結(jié)果可知高溫還可以使Al與Ni或Fe 發(fā)生原位反應(yīng)生成金屬間化合物，使Cu-Ni-Al 射流與靶材之間發(fā)生劇烈的相互作用，阻礙了射流的侵徹，并導(dǎo)致射流能量的嚴(yán)重橫向耗散[16]。因此，具有較低密度的Cu-Ni-Al 射流的平均侵徹深度低于Cu 射流，但其平均入口孔徑明顯高于Cu 射流。

采用規(guī)則形（球形或類球形）金屬粉末材料制成的藥型罩不易產(chǎn)生杵體，避免了因杵體堵塞接觸對孔壁的額外熱影響，能夠較好地對整個孔壁的微觀組織進(jìn)行分析。應(yīng)力波和聚能射流導(dǎo)致的過度加熱會引起鋼靶板微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生顯著變化[17]。聚能射流將應(yīng)力波傳入靶板，由于孔壁受到的沖擊壓縮和靶板本身的塑性應(yīng)變最大，靶板孔壁組織在塑性變形溫升和高溫射流的共同作用下將達(dá)到很高的溫度。高溫足以使鋼靶組織超過相變點(diǎn)甚至熔化，但該區(qū)域相對于整個靶板極薄，其迅速被周圍環(huán)境冷卻，類似于淬火過程，因此發(fā)生馬氏體相變。因?yàn)槔鋮s速率太高，造成奧氏體不能完全轉(zhuǎn)化為馬氏體，所以該區(qū)域的微觀組織結(jié)構(gòu)是馬氏體和奧氏體的混合相，即白色區(qū)。

有人認(rèn)為白色區(qū)為不完整的絕熱剪切帶，白色區(qū)的另外一半在侵徹過程中被聚能射流沖刷掉了[11]。在聚能射流侵徹過程中，由于射流速度和相應(yīng)的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)的變化，在靶板孔壁存在著不同程度的應(yīng)力波響應(yīng)。在金屬塑性變形過程中絕熱剪切帶的厚度與應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度有關(guān)[9]。如圖5和圖6所示，相對于Cu，Cu-Ni-Al射流形成的白色區(qū)厚度較大，這是因?yàn)镹i-Al 反應(yīng)釋放大量的熱量。在應(yīng)變率較高時，應(yīng)變會隨應(yīng)變率的增加而增大。對同種靶板來說，高應(yīng)變率和大應(yīng)變會降低白色帶的厚度。在射流侵徹初始階段，應(yīng)變和應(yīng)變率對白色區(qū)厚度的影響更大。因此，兩種射流孔壁頭部白色區(qū)均較薄。Cu 頭部孔道內(nèi)壁沒有白色帶，只有個別兩側(cè)沖刷區(qū)域有些許白色帶，但由于強(qiáng)烈的剪切作用，在距離孔壁1.5～2.0 mm 區(qū)域形成微裂紋。在W 射流中也發(fā)現(xiàn)了白色帶，而W-Cu 則很少發(fā)現(xiàn)，體現(xiàn)了Cu 的特殊性[15]。這也預(yù)示著，當(dāng)應(yīng)變和應(yīng)變率足夠大而溫度較低時，無白色帶形成，即白色帶的形成存在一個閾值。Cu-Ni-Al射流與鋼靶之間的強(qiáng)烈相互作用使其殘余射流區(qū)的厚度大于Cu。在相同位置，白色區(qū)越厚，變形區(qū)越薄，表明孔壁白色區(qū)具有吸收能量的作用，或者說白色區(qū)的形成是靶板材料釋能的一種表現(xiàn)形式。

射流產(chǎn)生的應(yīng)力波會對靶材產(chǎn)生強(qiáng)化作用，距離孔壁越近，靶板硬度越高。孔壁白色區(qū)發(fā)生馬氏體相變，馬氏體轉(zhuǎn)變時的晶格缺陷阻礙位錯運(yùn)動，從而使馬氏體強(qiáng)化，因此白色區(qū)具有最高的顯微硬度。在侵徹完成后，由于殘余射流的額外熱導(dǎo)致尾部白色區(qū)馬氏體相的比例增加，所以兩種射流尾部白色區(qū)的平均硬度值均高于頭部，如圖9所示。又因?yàn)镹i-Al 反應(yīng)釋放大量的熱量使Cu-Ni-Al 射流溫度較高，所以其尾部白色區(qū)的平均硬度值高于Cu 射流?？拷妆谔幍陌邪褰M織還可能因?yàn)闇厣l(fā)生熱軟化[18]，高溫使位錯攀移容易實(shí)現(xiàn)，材料應(yīng)力下降，導(dǎo)致Cu-Ni-Al頭部白色區(qū)的平均硬度值低于Cu。Ni-Al反應(yīng)生成金屬間化合物，所以Cu-Ni-Al 殘余射流的顯微硬度高于Cu。變形區(qū)屬于應(yīng)變硬化或應(yīng)變率硬化階段，頭部變形區(qū)受到應(yīng)變和應(yīng)變率的影響較大，所以其平均硬度值高于尾部。應(yīng)力下降使Cu-Ni-Al尾部變形區(qū)的硬度低于基體組織。

由上述分析可知，Cu-Ni-Al 殘余射流區(qū)中鎳鋁金屬間化合物的形成會阻礙射流的侵徹。同時，白色區(qū)的厚度和硬度變化也會影響射流的侵深?？妆诎咨珔^(qū)的厚度和硬度值越大，射流越難穿透靶板。

4 結(jié) 論

研究了Cu-Ni-Al 和Cu 聚能射流侵徹作用下45鋼靶的宏觀特性和微觀組織特征，并分析了它們之間的關(guān)系，得到以下結(jié)論。

（1）兩種射流侵徹后，鋼靶組織均存在殘余射流區(qū)、白色區(qū)、變形區(qū)和基體，但各區(qū)域因受應(yīng)變、應(yīng)變率和溫升的影響而存在顯著差異。

（2）孔壁白色區(qū)的微觀組織是奧氏體和馬氏體的混合物，其平均硬度高于周圍組織。射流侵徹過程中的應(yīng)力波和靶板本身的塑性應(yīng)變使孔壁組織發(fā)生硬化，鎳鋁之間的放熱反應(yīng)也會使白色區(qū)的硬度發(fā)生顯著變化。

（3）在侵徹過程中，Cu-Ni-Al 射流生成鎳鋁金屬間化合物，且鋼靶孔壁白色區(qū)發(fā)生馬氏體相變，這兩種硬相嚴(yán)重阻礙了Cu-Ni-Al 射流的侵徹，導(dǎo)致射流能量嚴(yán)重橫向耗散。因此，具有較低密度的Cu-Ni-Al反應(yīng)射流的平均侵徹深度低于Cu 射流，但其平均入口孔徑比Cu 射流提高了33.3%。

為了獲得不同的侵徹效果，可以選擇不同的藥型罩材料來穿透目標(biāo)靶，還可以通過改變Cu-Ni-Al藥型罩材料的配比、提高材料密度來降低射流與靶板之間的相互作用，以提高其綜合毀傷效果。