先進鉆地彈高速侵徹實驗中質量磨蝕金相分析＊

何麗靈，陳小偉，范 瑛

（中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621900）

鉆地彈（Earth penetration warhead，EPW）主要用于攻擊地下深埋防護目標，要求在戰斗部于預定侵深爆炸之前彈體結構完整，以保證摧毀深層目標的效率。基本型鉆地彈的撞擊速度vs的上限設計為800m／s，對應量綱一侵徹深度為約Z／d＝25，Z為侵徹深度，d為彈徑［1－6］。隨著對打擊效率和精度要求的提高，研究重點逐漸由較低撞擊速度彈體（撞擊速度vs＜800m／s）向超／高速侵徹彈體（1000m／s＜vs＜1500m／s）轉移。若控制著靶姿態，改進彈材性能和優化彈體幾何結構，撞擊速度在1000～1500m／s范圍內，彈體仍可能保持基本不變形，對應量綱一侵徹深度可達Z／d＞50，稱為先進鉆地彈。

在彈形設計方面，以基本型鉆地彈為例，其縮比幾何外形如圖1（a）所示，殼體段為圓柱形，彈體長徑比L／d在6～10之間，稱為長桿彈，L為彈長，文獻［7－9］中均采用了該幾何形狀的彈體。該彈形在正侵徹過程中，彈、靶相互作用主要發生在彈頭；高速侵徹時，彈體殼體段可能發生彎折或碎裂等結構失效現象［7－9］，結構穩定性較差。為增加高速侵徹時彈體殼體段結構穩定性，M.E.Erengil等［10］、陳小偉等［4－5］采用了高速深侵徹概念彈，其彈形區別于常見彈形，結構如圖1（b）所示。該彈形殼體段為小角度錐面，從彈頭至彈尾，橫截面積遞增。正侵徹過程中，除彈頭外，殼體段也承受部分彈、靶作用，降低了彈體發生結構破壞的幾率，結構穩定性更好［11］。本文中所指先進鉆地縮比彈皆為高速深侵徹概念彈（Concept projectile for high－speed penetration，CPHP）。

圖1 尖卵形縮比彈形狀示意圖Fig.1 Schemes for reduced－scale projectiles with ogive nose

改變彈形后，彈、靶相互作用區域發生改變。在理想正侵徹過程中，長桿彈的質量損失主要發生在頭部，已有金相分析表明彈體表面材料熔化脫落是其產生的主要原因［12］。因殼體段幾乎不承載彈、靶作用，其直徑減少量在1%～1.5%之間，可忽略其變化［7－9］。殼體段設計為錐面后，正侵徹過程中，殼體段與彈頭同時承受彈、靶作用，彈體殼體段產生的質量損失可能不能忽略。需進一步對剩余彈體開展金相分析，以揭示其質量損失位置和機理。本文中基于先進鉆地縮比彈侵徹混凝土實驗，開展了侵徹后剩余彈體的金相研究，分析先進鉆地縮比彈質量損失的位置和機理。

1 實驗概況

基于實驗技術與理論研究的累積［4－5，13－15］，利用 H100型火炮，結合次口徑技術，由多個無筋混凝土圓柱有／無間隔串聯，組成靶體。進行2組先進鉆地縮比彈正侵徹混凝土實驗。每組實驗采用相同幾何形狀和尺寸的彈體，撞擊速度在1 130～1 650m／s之間；實驗測量彈體侵徹深度、質量損失和加速度。

為保持與文獻［15］中實驗的連續性，2組實驗分別編號為Ⅲ型和Ⅳ型。依據圖1（b）的設計加工彈體，其最大直徑為48mm，彈體實物如圖2所示。彈體殼體段為空心結構，裝填其他測量裝置。計入彈載測量裝置，彈體質量約1.8kg。

圖2 高速深侵徹概念彈彈體外形圖Fig.2 Photograph for concept projectile for high－speed penetration

彈頭為尖卵形，曲率半徑與彈徑之比ψ＝3；殼體段為錐段筒體。考慮高速侵徹時彈頭的質量磨蝕，頭部明顯加厚；殼體段壁厚也顯著增加。殼體中后段采用六花瓣變壁厚設計，既提高殼體段剛度，又保證一定的裝填比，同時便于撞擊過程中侵徹靶材的排出。

Ⅲ型實驗和Ⅳ型實驗的靶強度與布置存在差異，前者3個靶間隔串聯，前2發的靶間距為300mm，第3發的靶間距為1000mm；后者為2個靶焊接組成。各靶參數如表1所示，其中，d為靶徑，L為靶長，fc為無約束抗壓強度，da為骨料平均直徑，H為莫氏硬度，ρt為靶板密度，ls為外箍鐵皮厚度。

表1 Ⅲ型與Ⅳ型實驗的靶參數Table1 Parameters for targets in experiments typeⅢ and typeⅣ

2 侵徹后彈體形狀變化分析

在Ⅲ型實驗中，彈體穿靶后均保持結構完整。Ⅳ型實驗中，因侵徹速度較高，Ⅳ－C－1的彈體在正貫穿靶后，嵌入混凝土回收裝置，但彈體結構仍保持完整；Ⅳ－C－2的彈體在侵徹過程中測出，從最小壁厚處至彈尾，彈體破碎。實驗編號“Ⅳ－C－1”中，“Ⅳ”表示實驗組別，“C”表示彈材類別，與文獻［15］中彈材C相一致，“1”表示該組實驗的第1發。

侵徹前后彈體形狀比較如圖3所示，圖中γ＝Δm／m0表示彈體相對質量損失，Δm和m0分別表示彈體的最終質量損失和初始質量。由圖3可知，侵徹后彈頭明顯變鈍，但基本保持了尖卵形；因彈體殼體段采用錐面設計，其外表面存在明顯的質量損失痕跡。侵徹后彈體尾蓋如圖4所示，除破碎彈體外，其余彈體的尾蓋結構基本完整。

分析侵徹后彈形保持完整的彈體發現，6個半圓柱槽起始位置均明顯向彈尾移動。以Ⅲ－C－2為例，其凹槽起始位置移動距離（半圓柱槽起始位置向彈尾的移動距離沿彈體軸線方向的投影）為30cm。測量侵徹后彈體發現，侵徹后彈徑減小量是原始彈體最小直徑（36mm）的約4%、最大直徑（48mm）的約3%，這比長桿彈高速侵徹時直徑變化量［9］明顯增大。簡單估算可知，殼體段質量損失約占彈體總質量損失的1／2。因此，先進鉆地縮比彈的殼體段質量損失不能簡單忽略不計，需進一步考察。

3 剩余彈體的金相觀察

圖3 侵徹前后的彈體形狀比較Fig.3 Comparison of projectile shapes before and after penetration

圖4 穿靶前后實驗彈尾蓋Fig.4 Photographs of tail cover for projectile before and after penetration

圖5 彈體的基體材料金相圖Fig.5 Metallograph for original material of projectile

由侵徹前后先進鉆地縮比彈彈形比較可知，彈頭與殼體段均存在明顯質量損失痕跡。采用金相觀察方法分析剩余彈體質量損失的位置與機理。取Ⅲ－C－2和Ⅳ－C－1的剩余彈體為實驗樣本，分別觀察其彈尖與彈頭的橫、縱截面和殼體段橫截面金相。試樣腐蝕液成分為40ml HCl、5g CuCl3、25ml CH3CH2OH 和30ml H2O。

按FeC含量分類，該材料屬于亞共析鋼。基體組織為細小板條狀馬氏體，類似于網籃結構，具有較高的強度與韌性，如圖5所示。

3.1 熱影響區

彈靶相互作用產生的熱量來不及傳遞，作用于彈體，形成熱影響區（Heat affected zone，HAZ）。以Ⅲ－C－2為例，在彈尖與彈頭的橫、縱截面表面均發現明顯的熱影響區，如圖6所示。這與S.E.Jones等［12］對侵徹后彈體的頭部金相觀察吻合。因侵徹過程歷時短，熱影響區厚度在微米量級。熱影響區厚度從彈尖至彈尾遞減：在彈尖附近，熱影響區厚度為約50μm；而彈頭部分則在30μm左右，在Ⅳ－C－1中觀察到類似的趨勢，與直觀認識吻合。

設計先進鉆地縮比彈殼體段時，在其后半部分開有6個花瓣凹槽，希望侵徹過程中產生的碎渣可由凹槽排出。凹槽部分與靶體脫離接觸，不承受載荷；而因殼體段為小角度錐面，非凹槽（即凸起）部分與靶體保持接觸，承受一定的載荷。觀察殼體段橫截面金相，凹槽和凸起位置組織如圖7所示。在凹槽位置幾乎無熱影響區，可觀察到明顯的熔融彈材與破碎靶顆粒混合物的再凝固層，說明侵徹過程中凹槽有排渣的作用，與設計意圖吻合；沉淀在彈體表面的熔融彈材引起的熱影響區厚度有限，可忽略不計。凸起位置表面也存在少量熔融彈材與破碎靶顆粒混合物的再凝固層，熱影響區明顯，厚度在30μm左右，與圖6（a）～（b）中熱影響區厚度相當，因此，彈體殼體段與頭部經歷類似的質量損失過程。比較凹槽和凸起部分金相組織可知，熱影響區主要由彈、靶相互作用產生，沉淀在其表面的高溫熔融彈材對彈體熱影響區的產生貢獻很小，可以忽略。

圖6 彈尖及彈頭位置的熱影響區Fig.6 Heat affected zone（HAZ）for projectile nose and nose tip

圖7 殼體段橫截面凹槽和凸起位置金相圖Fig.7 Metallograph for groove and heave in cross section of CPHP shank

S.E.Jones等［12］在長桿彈殼體段發現明顯熱影響區，認為沉淀在彈體表面的高溫熔融彈材散發的熱量是其形成的主要原因。因殼體段為圓柱形，理想正侵徹中，殼體段與靶脫離接觸。然而，實際侵徹過程中，撞擊條件總會偏離理想侵徹，彈體殼體段不可能與靶完全脫離接觸，因此，殼體段仍承受部分彈、靶相互作用。類比先進鉆地縮比彈殼體段凹槽與凸起部分金相比較的結果可知，彈靶相互作用是長桿彈殼體產生明顯熱影響區的主要原因，而非沉淀在表面的熔融彈靶材散發的熱量。

3.2 絕熱剪切帶

在彈尖部位，除觀察到明顯的熱影響區外，還發現白色帶狀組織，其為侵徹后彈尖的特有組織，在彈體其余部分的金相圖中未觀察到類似組織。根據侵徹過程中彈尖經歷的過載條件，判斷該組織為絕熱剪切帶（Adiabatic shear band，ASB）。其在彈尖橫、縱截面的分布位置及金相形貌分別如圖8～11所示，寬度在6～8μm之間。各絕熱剪切帶依次標記為A1～A5，除A2外，其余發現的絕熱剪切帶均穿透HAZ區域，進入了基體組織。絕熱剪切帶存在與彈體表面構成閉合圖形的趨勢，若兩者閉合，侵徹過程中，被絕熱剪切帶與彈體表面包圍的部分彈體極易脫落，如A4所示。

圖8 彈尖橫截面的ASB分布Fig.8 Distribution of ASB in cross section of projectile nose tip

絕熱剪切帶一般分為形變帶和相變帶。形變帶周圍組織有沿ASB長度方向延長的趨勢，相變帶對周圍組織的變形影響較小［16］。由圖8～11可知，ASB周圍組織未產生明顯沿ASB長度方向延長的趨勢，帶內組織與周圍組織襯度差別明顯，說明相組織與周圍組織不同。基于C.Z.Duan等［16］的分析，可認為觀察到的ASB為相變帶。彈尖在侵徹過程中經歷的高溫高壓是形成相變絕熱剪切帶的可能原因。

結合彈尖橫、縱截面的ASB分布可知其數量稀少，長度在毫米至微米量級之間，對質量損失的影響有限。若進一步增加彈體撞擊速度，彈尖經歷的溫度與壓強持續增加，ASB數量可能明顯增加，其對彈體質量損失的影響增加。若ASB分布出現明顯不對稱，可能引起彈頭不對稱鈍化，導致彈道軌跡偏轉，進一步引起彈體結構失效等。因此，設計高速侵徹彈體時，應謹慎選擇彈材，避免彈尖形成ASB。

圖9 彈尖橫截面的ASB金相形貌Fig.9 Metallograph for ASB in cross section of projectile nose tip

圖10 彈尖縱截面的ASB分布Fig.10 Distribution of ASB in longitudinal section of projectile nose tip

圖11 彈尖縱截面的ASB金相形貌Fig.11 Metallograph for ASB in longitudinal section of projectile nose tip

4 結 論

開展2組先進鉆地縮比彈正侵徹混凝土實驗。針對剩余彈體進行金相分析，探討質量損失可能的位置和機理。金相觀察表明：高速侵徹時，彈體與靶接觸的表面（包括彈頭和殼體段）均存在明顯熱影響區，排渣凹槽位置未發現明顯熱影響區，說明熱影響區主要由彈靶相互作用產生。在彈尖部位發現少量ASB，根據形貌判斷為相變帶。在ASB作用下，彈體有形成剝落顆粒的趨勢，對彈體質量損失有一定貢獻。ASB的產生可能形成高速侵徹時彈體的非對稱磨蝕，但在研究撞擊速度范圍內，其對質量損失貢獻較小。然而，設計高速侵徹彈體時，為維護彈體結構穩定性，需慎選彈材，避免彈尖形成ASB。

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