玻璃及玻璃/鎢復合材料藥型罩的靜破甲特性研究

馬雪亞， 王迎春， 程興旺， 李樹奎， 高沖

(北京理工大學 材料學院，北京 100081)

藥型罩是聚能裝藥破甲彈的關(guān)鍵部件之一. 利用聚能效應(yīng)，藥型罩在爆轟波的作用下壓垮、閉合、形成高速射流侵徹目標[1-2]. 根據(jù)侵徹流體動力學理論，射流侵徹深度與射流長度和藥型罩材料密度的平方根成正比. 因此，為獲得良好的穿深，藥型罩材料應(yīng)具備高密度、高聲速和良好的塑性等特點[3-5].

純Cu因具有良好的塑性和較高的聲速已在藥型罩上實際應(yīng)用，然而有研究表明，在爆炸加載條件下，玻璃可以形成更具延性的射流，其長度遠遠超過純Cu[6]. 但作為藥型罩材料，玻璃的密度偏低，僅2.0～5.0 g/cm3，因此破甲穿深有限. 為了提高射流密度，可以在玻璃中添加高密度的金屬鎢，制備出比純銅密度更高的玻璃/鎢復合材料用作藥型罩材料，結(jié)合鎢的高密度和爆炸加載下玻璃高延性的優(yōu)勢，預期可以提高藥型罩的破甲威力.

一般認為，聚能裝藥破甲彈的侵徹威力，除了與射流長度、射流密度有關(guān)外，還與射流與靶板之間的交互作用直接相關(guān). 射流在侵徹靶板的過程中處在一個高溫、高壓和高應(yīng)變率加載條件下，射流與靶板之間有可能發(fā)生一定程度的反應(yīng). 近年來，有研究者對純W及W合金藥型罩與靶板之間的彈靶作用進行了相關(guān)研究，結(jié)果表明，射流與靶板之間反應(yīng)與否，對射流的破甲特性具有較大的影響[7-9]. 如W-Ni-Fe合金射流在對45鋼靶板侵徹過程中，射流與靶板存在劇烈的相互作用，彈坑表面殘余大量射流，且形成了高硬的Fe-W相，阻礙了射流對靶板的進一步侵徹[8]. 有報道對比了純W、W-Ni-Fe合金及W-Cu合金藥型罩對45鋼靶板的破甲特性及機理，認為純W及W-Ni-Fe合金藥型罩與靶板之間反應(yīng)生成了硬質(zhì)相，而W-Cu藥型罩與靶板之間不發(fā)生反應(yīng)，因而W-Cu射流的破甲深度明顯高于純W及W-Ni-Fe[9]. 由此可見，射流在侵徹過程中與靶板是否反應(yīng)以及如何反應(yīng)對其破甲性能有直接的影響.

為了探索玻璃/鎢復合材料作為藥型罩材料的可能性，本文分別對玻璃/鎢復合材料及其基體材料-玻璃制備的藥型罩進行靜破甲試驗，隨后對穿孔靶板的孔壁進行組織觀察和硬度測試，對比分析玻璃及玻璃/鎢復合材料藥型罩與鋼靶的彈靶作用和破甲機理.

1 試驗材料及方法

試驗所用玻璃藥型罩由硼硅玻璃經(jīng)吹制而成，其密度為2.56 g/cm3. 玻璃/鎢復合材料藥型罩采用粉末冶金法制備，其原材料為顆粒尺寸5～10 μm的鎢粉以及顆粒尺寸5～15 μm的硼硅玻璃粉. 將玻璃粉與鎢粉按體積比1∶1的配比稱量，然后經(jīng)過球磨混粉，再經(jīng)20 MPa壓力、800 ℃下保溫1 h熱壓燒結(jié)直接制備出凈成型的藥型罩樣品. 兩種材料的藥型罩錐角45°，口徑60±3 mm，玻璃罩壁厚3 mm，玻璃/鎢復合材料壁厚2 mm. 熱壓燒結(jié)后復合材料微觀組織如圖1(a)所示，可以看出鎢顆粒均勻地分布在玻璃基體上. 用阿基米德原理測得的密度為10.47 g/cm3. 將玻璃及玻璃/鎢復合材料藥型罩分別對45鋼靶材進行靜破甲試驗. 45鋼材原始組織為珠光體和鐵素體的混合組織，如圖1(b)所示.

圖1 玻璃/鎢復合材料與45鋼靶材微觀組織

靜破甲試驗后，將兩種藥型罩破甲后的靶板沿平行射流入射方向剖開，首先測量穿深，觀察彈道宏觀特征，再選取兩種藥型罩獲得相同破甲穿深時的靶板，對其射流入口、彈道中部及底部分別切取試樣，對其垂直于射流侵徹方向的截面采用光學電子顯微鏡(OM)及S-4800場發(fā)射掃描電子顯微鏡(SEM)進行組織觀察. 利用X 射線能譜儀(EDS)裝置分析射流與靶板作用區(qū)域中的元素組成. 采用維氏顯微硬度計測試靶板不同區(qū)域的顯微硬度，硬度測定載荷設(shè)定為100 gf，試驗力保持時間為15 s.

2 結(jié)果與分析

2.1 藥型罩的破甲性能

對玻璃及玻璃/鎢復合材料藥型罩進行靜破甲試驗，玻璃藥型罩在炸高3.5～22.0倍罩徑范圍內(nèi)，穿深隨著炸高的增加先增加后減小，最大穿深在8倍炸高條件下獲得，約為101 mm；玻璃/鎢復合材料藥型罩在炸高2～5倍罩徑時，穿深隨著炸高的增加逐漸減小，2倍炸高時穿深為～100 mm，而到5倍炸高時，穿深降為～50 mm. 相比較而言，玻璃藥型罩比較適合在較大炸高條件下使用，而復合材料藥型罩適合在小炸高條件下使用. 另外，盡管玻璃的密度遠小于玻璃/鎢復合材料，但試驗條件下二者最大穿深相當.

2.2 彈道形貌表征

為了對比研究兩種材料藥型罩的破甲特性，對穿深約為100 mm的玻璃罩與玻璃/鎢復合材料罩靜破甲試驗后的靶板進行分析. 圖2為玻璃射流侵徹后45鋼靶板彈道宏觀形貌和微觀組織. 從圖2(a)可以看出，玻璃射流侵徹的靶板前半部分彈道入口直徑達到～30 mm，隨著穿深的增加，靶板彈道孔徑明顯減小，直至孔徑達到～10 mm，并以球形底收尾. 圖2(b)～2(d)分別為彈道近入口處、中部及底部在光學顯微鏡下的微觀形貌. 由于沿彈道徑向由表及里組織特征不同，自彈道表面向靶板內(nèi)部將靶板分為4個區(qū)域：殘余射流區(qū)、熱影響區(qū)、變形區(qū)與原始組織區(qū). 分析表明在彈道的不同部位，各個區(qū)域所占的比例不同. 彈道近入口處殘余射流區(qū)厚度約～480 μm，彈道中部殘余射流較少，約～120 μm，而靶板底部沒有明顯的殘余射流. 近入口處、中部及底部的熱影響區(qū)平均寬度約～30 ，～120 及～150 μm，變形區(qū)寬度分別為4.1，1.6，1.6 mm. 相比較而言，玻璃射流侵徹靶板前期，彈道中殘余射流較多，孔徑較大，對靶板橫向擠壓變形也較大；隨著侵徹的深入，孔壁殘余射流減少，孔徑減小，靶板橫向擠壓變形影響區(qū)減小.

對射流侵徹后彈道入口處、中部及底部的微觀組織進行放大分析，分別如圖2(e)2(f)2(g)所示，可以看出靶板底部存在少量殘余射流，僅為～3 μm，且不同位置殘余射流處均無組織形貌. 對殘余射流區(qū)中黑色框內(nèi)部分進行元素分析，結(jié)果表明該區(qū)域主要組成元素均為O、Na、Al和Si，說明該區(qū)域成分為玻璃. 由圖2(e)可以看出，近入口處熱影響區(qū)尺寸較小，對其進一步放大，如圖2(h)所示，可以清晰地看到馬氏體特征形貌. 由于鋼基體組織為珠光體和鐵素體(圖1(b)所示)，可以推測在射流侵徹過程中，與射流接觸的45鋼局部被加熱到奧氏體化相變點770 ℃以上，侵徹結(jié)束后由于該處與靶板其他部分存在極大溫差而發(fā)生急冷，導致馬氏體相變發(fā)生. 隨著穿深的增加，靶板中部熱影響區(qū)尺寸增大，且由局部放大圖(圖2(i))可以看出，靠近表面處鐵素體與珠光體組織均發(fā)生了馬氏體相變. 射流到達靶板底部時，如圖2(g)所示，近表面～40 μm內(nèi)組織全部轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體組織，其放大圖如圖2(j)所示，距表面40～120 μm距離內(nèi)，組織為馬氏體+鐵素體，分析認為侵徹過程中此處溫度在奧氏體和鐵素體兩相區(qū). 從圖中還可以看出，射流到達靶板底部時與靶板結(jié)合的界面出現(xiàn)孔洞和微裂紋，這可能是由于玻璃射流到達靶板底部時仍然具有較高的頭部速度沖擊靶板所致.

圖3為玻璃/鎢復合材料射流侵徹后45鋼靶彈道宏觀形貌和彈道不同部位的微觀組織. 觀察圖3(a)所示的彈道宏觀形貌可以看出，玻璃/鎢復合材料射流侵徹靶板入口處孔徑為～18 mm，隨著射流進一步侵徹，彈道孔徑逐漸降低，至彈道底端孔徑大約10 mm. 與玻璃射流侵徹后的彈道(圖2(a))相比，入口孔徑較小，但穿孔末端尺寸和形狀相近.

圖3(b)～3(d)分別為射流近入口處、靶板中部及底部在光學顯微鏡下的微觀形貌，可以看出，彈道表面均存在一條淺色亮帶，稱之為反應(yīng)區(qū). 自彈道表面向里可將靶板分為4個區(qū)域：反應(yīng)區(qū)、熱影響區(qū)、變形區(qū)與原始組織區(qū)，且反應(yīng)區(qū)寬度分別為～60，～110及～60 μm. 由圖3(b)可以看出近入口處不存在明顯的熱影響區(qū)，而中部及底部熱影響區(qū)分別為～120 μm及～110μm，變形區(qū)寬度分別為～3.4，～1.8，～1.6 mm，即入口處變形區(qū)尺寸遠遠大于中部及底部. 圖3(e)為圖3(b)中反應(yīng)區(qū)至變形區(qū)的放大形貌，可以看出，熱影響區(qū)厚度約～25 μm，反應(yīng)區(qū)組織比較疏松，由深色顆粒與淺色顆粒分布在灰色基體上的組織組成. 能譜分析表明，其中約5～10 μm淺色球形顆粒為鎢顆粒，黑灰色顆粒區(qū)域所含元素為 O、Na、Al、Si，即為玻璃，而基體成分主要為Fe與W，其原子分數(shù)分別為81.7%與18.3%. 對黑框內(nèi)組織進一步放大，如右上角所示，可以看出右側(cè)靶板可以清晰地看到馬氏體特征組織. 與圖1(a)藥型罩的原始組織相比，入口處射流與靶板發(fā)生了不完全反應(yīng)，少量鎢顆粒以原始尺寸大小保留下來，大部分鎢與基體中的Fe發(fā)生了反應(yīng)，形成了一種Fe-W相，原始組織中的玻璃相則以較小的體積分數(shù)殘留在生成的Fe-W基體中.

圖3(f)3(g)分別為彈道中部及底部反應(yīng)區(qū)至變形區(qū)放大后的微觀組織，圖中反應(yīng)區(qū)組織非常致密且鎢顆粒已完全不可見. 對其進一步放大，如圖中右上角組織所示，反應(yīng)區(qū)組織主要由呈網(wǎng)狀分布的淺灰色區(qū)域和被網(wǎng)狀包圍的深灰色區(qū)域組成，對這種組織進行能譜分析，結(jié)果表明該組織為Fe、W含量分別為80%及20%的Fe-W相，根據(jù)Fe-W相圖可以判斷，淺灰色網(wǎng)狀區(qū)域應(yīng)為Fe2W化合物，而被網(wǎng)狀包圍的區(qū)域為Fe-W固溶體. 由此可見，射流在侵徹的過程中，其中的鎢相與靶板發(fā)生了完全反應(yīng)[8-10]. 另外反應(yīng)區(qū)組織中還有極少量尺寸小于0.3 μm的球形顆粒，能譜測試結(jié)果表明為玻璃相殘留. 此外，對比圖3(f)3(g)還可以看出，隨著射流的進一步侵徹，反應(yīng)形成的兩相組織更加細小，殘留的玻璃也越來越少. 圖3(f)3(g)中熱影響區(qū)也為以板條為主的馬氏體組織+鐵素體，表明穿孔表面淺層均發(fā)生了馬氏體相變.

(a)為宏觀形貌；(b)(e)(h)為近入口處；(c)(f)(i)為彈道中部；(d)(g)(j)為彈道底部. 靶板為兩塊45鋼塊疊加，兩塊靶的原始組織均為平衡組織(P+F)，但晶粒存在差異，故(b)與(c)(d)組織中晶粒尺寸不同

(a)為宏觀形貌；(b)(e)為近入口處；(c)(f)為彈道中部；(d)(g)為彈道底部

2.3 彈孔表面硬度分析

圖4(a)4(b)分別為玻璃及玻璃/鎢復合材料射流侵徹后45鋼靶彈道近入口處、中部及底部由表及里的顯微硬度測試結(jié)果，每組數(shù)據(jù)為4個數(shù)據(jù)的算術(shù)平均值. 圖4(a)為玻璃射流侵徹的彈道自熱影響區(qū)至靶板內(nèi)部的顯微硬度，可以看出，近入口處硬度最高為800 HV，此處為熱影響區(qū)與變形區(qū)的交界處，隨著距表面距離的增加，硬度呈逐漸下降并趨于穩(wěn)定的趨勢. 靶板中部及底部的硬度呈現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，即從表面至距表面～80 μm范圍內(nèi)硬度較高，硬度值在1 000～1 150 HV之間，此區(qū)域為熱影響區(qū)，由于發(fā)生了馬氏體轉(zhuǎn)變而導致硬度較高. 隨后在距離表面～80～1 000 μm范圍內(nèi)，隨著距離表面越遠，硬度先快速下降繼而緩慢下降，此區(qū)域為大變形區(qū). 隨著距離彈道表面越遠，變形程度減小，形變硬化程度也隨之降低. 超過1 000 μm之后，硬度趨于穩(wěn)定，為300～350 HV，即隨著距離越遠，變形量很小并逐漸過渡到未變形區(qū)，因此硬度為基體硬度. 此外，在距表面300～700 μm深度范圍內(nèi)，射流近入口處硬度略高于中部及底部，這是由于入口附近穿孔較大導致變形區(qū)較寬，由大變形引起的加工硬化區(qū)寬度相應(yīng)增大.

圖4(b)為玻璃/鎢復合材料射流侵徹后自反應(yīng)區(qū)至靶板內(nèi)部顯微硬度測試結(jié)果. 彈孔不同位置處由表及里的硬度變化均呈先上升后下降，最后平穩(wěn)的趨勢. 從圖中可以看出，反應(yīng)區(qū)的硬度達到～800 HV，其中彈孔近射流入口處由于鎢和基體反應(yīng)不充分，起始點硬度僅為～700 HV. 彈孔近射流入口處熱影響區(qū)硬度也較低，為700～800 HV，而彈孔中段和底部熱影響區(qū)的硬度相當，達到1 100～1 250 HV，這說明近入口處由于射流中鎢相與基體反應(yīng)不完全，對基體的熱影響也較小，因而熱影響區(qū)尺寸較小. 而中部和底部由于射流與基體發(fā)生完全反應(yīng)導致溫度升高，同時由于含鎢顆粒的射流在穿靶過程中與靶板可能存在劇烈的摩擦也會導致溫升，因而熱影響區(qū)的馬氏體轉(zhuǎn)變更完全，該區(qū)域硬度也較高.

圖4 射流侵徹彈道表層顯微硬度與距表面距離的關(guān)系

2.4 破甲特性及破甲機理分析

射流在侵徹靶板時具有較高的頭部速度，在開坑階段具有較大的橫向作用力，隨著射流進一步侵徹裝甲，頭部速度逐漸下降，射流對靶板的橫向作用力也隨之下降，因此，玻璃罩由于炸高大，射流頭部速度高，使得射流對靶板開孔孔徑較大. 隨后，隨著穿深的增加，彈道孔徑減小. 由能譜分析結(jié)果可知，殘余射流中成分只有玻璃，未發(fā)現(xiàn)Fe原子，可見玻璃與靶板之間不發(fā)生化學反應(yīng). 圖2(a)表明在開坑之后有較多殘余射流與彈孔粘合，隨著穿深增大，射流體積減少，故靶板中部及底部孔壁上殘余射流較少. 射流侵徹靶板后的彈道孔徑是在兩方面作用下形成的[11]：一方面，在彈靶交匯處，射流處于相當高的應(yīng)力水平，射流頭部出現(xiàn)蘑菇狀的變形，在該變形下射流頭部消耗自身能量以克服靶板阻力產(chǎn)生一定孔徑；另一方面，射流中粒子與靶板相互作用導致射流徑向流動，進而進一步增加彈道孔徑. 玻璃射流侵徹靶板過程中與靶板之間不發(fā)生化學反應(yīng)，故孔徑主要由射流消耗自身能量形成. 綜上所述，由于玻璃高溫延性好，適合大炸高條件，因此可以獲得較高的頭部速度，這樣即使射流密度較低，仍可以獲得一定的穿深. 另外，玻璃射流的穿深與射流在侵徹過程中的損耗有關(guān)，因此推測若要獲得更大的破甲穿深，增加玻璃藥型罩的口徑或者壁厚以增加射流體積是一個合理有效的途徑.

玻璃/鎢復合材料射流侵徹靶板時，射流與靶板之間發(fā)生了劇烈的反應(yīng)，射流中的W相與靶板反應(yīng)生成了Fe-W化合物及固溶體，這一過程阻礙了射流的進一步侵徹，并導致能量持續(xù)橫向耗散，最終造成沿射流侵徹方向彈道直徑變化不大. 由試驗可知，玻璃/鎢復合材料比較適合低炸高條件，這是由于玻璃中摻入體積分數(shù)50%的鎢之后，玻璃的延性受到一定影響，當炸高較大時，射流可能易于斷裂，導致其穿甲能力降低. 另外，由于鎢相在侵徹過程中與鋼質(zhì)靶板反應(yīng)，導致射流橫向耗散嚴重，破甲深度有限，但彈靶反應(yīng)有利于提高破孔直徑. 因此，在實際攻堅戰(zhàn)斗中，可根據(jù)目標裝甲的材質(zhì)以及毀傷的目的，來選用不同材質(zhì)的藥型罩，從而實現(xiàn)對目標裝甲的較大毀傷.

3 結(jié) 論

① 為了獲得最佳侵徹威力，玻璃罩適合較大炸高靜爆，玻璃/鎢藥型罩適合低炸高靜爆.

② 玻璃射流與45鋼靶板之間不發(fā)生反應(yīng)，隨著侵徹的深入，射流體積減小，因此彈道孔徑呈減小的趨勢. 玻璃/鎢射流在侵徹45鋼靶的過程中，射流與靶板之間發(fā)生了反應(yīng)，在彈道表面形成了高硬的Fe-W相，阻礙了射流的進一步穿深，使得射流能量用于橫向耗散，致使破孔孔徑變化不大.

③ 試驗條件下，玻璃及玻璃/鎢在侵徹過程中均會引起與靶板接觸的局部區(qū)域溫度達到770 ℃以上，導致彈孔表面發(fā)生馬氏體相變. 隨著侵徹的深入，玻璃與玻璃/鎢復合材料射流溫度均呈升高的趨勢，致使靶板底部馬氏體相變相變區(qū)域?qū)挾仍黾?