鎢合金破片力學特性與爆轟驅動破碎行為的關聯性

唐嬌姣，梁爭峰，屈可朋，鄭雄偉，閆 峰

(西安近代化學研究所， 陜西 西安 710065)

引 言

防空反導導彈是領空甚至空天防御/防衛的重要武器裝備，提升防空反導殺傷戰斗部破片速度、穿甲性能等毀傷威力一直是毀傷技術的研究熱點[1]。鎢合金破片具有密度高、存速性能好、穿甲能力強等優勢，近年來在殺傷戰斗部中受到普遍應用，其中93W-Ni-Fe系鎢合金破片使用最為廣泛，通過配方和燒結工藝的不斷優化，已具有較好的力學性能[2]。然而隨著基于三代含能材料的高能炸藥技術[3-4]和基于偏心起爆的定向戰斗部技術的發展[5]，破片初速提至2400～2600m/s，甚至開始發展初速3000m/s以上的超高速戰斗部技術。為保證鎢合金破片在爆轟驅動后的完整性，需通過力學特性的實驗研究來預測其在爆轟加載條件下的破碎行為。

由于炸藥起爆瞬間破片受到高溫高壓、破片內應力波的相互作用，導致破片可能由于強烈擠壓、材料軟化、結構層裂而發生破碎[6-7]。目前關于鎢合金材料在爆轟加載下的研究多集中在定性分析，Mott等[8]對一維圓環在內部裝藥爆炸作用下向外膨脹破碎的機理進行了系統性研究；譚多望等[9]研究了球形鎢合金破片在爆轟驅動下的變形和破碎問題，發現同等配方、工藝和加載條件下，直徑為6mm和7.5mm的破片破碎率為2%～3%，而直徑為8.5mm的破碎率升至45%；王迎春等[10]研究了不同鎢合金殼體在相同爆炸條件下的斷裂形式，并結合強度因素分析，找出了爆炸條件下鎢合金材料的脆性表征參量。但現有研究對彈用鎢合金破片在爆轟載荷下的破碎性行為認識仍有欠缺。

鎢合金材料常用的力學測試主要包括靜態抗拉強度、伸長率、沖擊韌性、洛氏硬度、靜態壓潰性能等實驗[11]，但靜態抗拉強度、伸長率、沖擊韌度等實驗由于需要隨爐制備專用的標準樣件，對鎢合金破片成品而言表征預測的代表性和重復性不足，因此鎢合金破片制品自身能夠實現的力學測試主要是洛氏硬度和壓潰性能實驗，但無法全面表征破片的力學特性，也不足以對其爆轟驅動響應特性進行預估。本研究通過鎢合金破片制品的靜動態力學實驗，以及靜爆實驗后回收破片的金相研究，將靜態壓潰性能結合宏觀尺度的高應變率條件下動態力學性能與微觀尺度的金相分析，預估其在爆轟驅動后的破碎行為。

1 實 驗

1.1 鎢合金破片材料制備

鎢合金破片樣品采用93W-Ni-Fe體系，鎢粉、鎳粉和鐵粉按照一定比例混合加入球磨機，球磨機材質為不銹鋼，球料比(BPR)為2∶1，以80r/min的速度研磨48h。1號鎢合金破片為真空態，2號為燒結態，制備完成的鎢合金破片樣品尺寸為6mm×6mm×6mm，單枚破片質量約為3.8g，拉伸強度(δ)、沖擊韌性(I)及硬度(Hardness)等基本參數如表1所示。

表1 鎢合金破片樣品基本參數Table 1 Basic parameters of tungsten alloy fragment samples

1.2 靜態壓潰性能實驗

根據國軍標GJB 3793A-2018《彈用鎢合金球規范》[12]，靜態壓潰性能實驗在萬能材料試驗機上進行，要求在施加給定值的壓縮載荷條件下破片不出現裂紋，同時變形率不大于40%。

實驗時將兩種破片依次置于試驗機專用夾具上，以5～10mm/min的速度加載，并保壓10s。按照國軍標規定，破片壓潰載荷取為40kN，實驗后用千分尺測量試樣高度，按公式(1)計算兩種破片的變形率：

(1)

式中：δ為試樣的變形率；L0為試樣初始邊長，mm；L為試樣變形后高度，mm。

1.3 動態力學性能實驗

材料的動態力學性能實驗在分離式霍普金森壓桿(SHPB)上進行，其工作原理是：撞擊桿在高壓氣體驅動下以一定速度撞擊入射桿左端部，在輸入桿中形成直接入射壓縮壓力波，通過應變片記錄應變εi，入射波壓縮試樣后產生反射應力波以及透射應力波，分別通過應變片記錄為εr和εt，最右端吸收桿的作用是吸收透射應力波，減少應力波多次反射帶來的誤差。在一維應變和應力均勻性假設前提下，可以推導得出試樣的應力—應變曲線，實驗裝置示意圖見圖1。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental device

1.4 爆轟驅動實驗及金相研究

通過爆轟驅動實驗研究爆轟載荷下兩種鎢合金破片材料的力學響應和破碎行為，實驗樣彈破片排布結構如圖2所示，兩種破片各占180°半圓區域。爆轟驅動實驗靶場布置如圖3所示，在距離爆心6m處布設了10mm厚鋼靶板和多層橡膠板回收裝置，鋼靶板用來評估破片的穿甲能力，橡膠板回收裝置對破片進行回收后分析其破碎情況。

圖2 實驗樣彈破片排布結構及靶場布置圖Fig.2 Fragment area distribution and Shooting range layout

同時，對原始破片及回收破片進行微觀金相分析[13]。在經過基本的切割、鑲嵌、打磨和拋光等標準金相制備程序后，通過環境掃描電子顯微鏡觀察破片材料的原始微觀組織，并結合基本力學性能及爆轟驅動對實驗結果進行討論。

2 結果與討論

2.1 鎢合金破片的靜態壓潰性能

兩種鎢合金破片壓潰性能實驗后的變形情況如圖3所示。

圖3 壓潰性能測試結果Fig.3 Crushing property test results

由圖3可以看出，兩種破片均出現了一定程度的變形，對其沿加載方向的尺寸進行測量，算得1號破片平均厚度為4.93mm，變形率為17.83%；2號破片平均厚度4.82mm，變形率為19.67%，均滿足變形率不大于40%的要求；經目視和放大鏡檢測，兩種破片均未發生可見裂紋。實驗結果表明，兩種破片材料的靜態壓潰性能無明顯差異。

2.2 動態力學性能分析

圖4 兩種破片的真應力—應變曲線Fig.4 True stress—strain curves of the two specimens

從圖4可看出，兩種鎢合金破片均表現出了一定的應變率效應，但在同樣的實驗條件下，兩種材料表現出了完全不同的動態力學性能，2號鎢合金破片在應力達到最大值后突然發生失效，不具有1號鎢合金破片屈服后產生的應變硬化階段。1號鎢合金破片應力—應變曲線整體趨勢與常見金屬材料的動態力學性能趨勢相符，呈現先彈性段上升，然后出現塑性屈服直至失效的力學響應階段，并且表現出了明顯的應變率效應，屈服強度隨著應變率的增加而提高，失效應變也明顯增加，屈服強度和失效應變隨應變率增加情況見表2。

表2 1號破片的動態力學性能Table 2 Dynamic mechanical properties of No.1 fragment

2.3 爆轟驅動能力分析

兩種破片經裝藥爆轟驅動后對6m處10mm厚靶板穿孔照片如圖5所示。

圖5 兩種破片靶板穿孔照片Fig.5 Perforation diagram of target plate for the two fragments

從圖5可以看出，1號破片在經受爆轟載荷驅動后能保持結構的完整性，對鋼靶板穿透能力強，對6m處10mm厚靶板總穿孔數為98，全部為有效穿孔；2號破片雖然撞擊痕跡明顯增多，但有效穿孔卻有所降低，靶板上有許多未穿透的撞擊和侵徹痕跡，總穿孔數為125個，有效穿孔數為72個，在爆轟驅動載荷作用下的破碎率為26.5%，破碎的破片無法形成有效穿孔。

利用多層橡膠板對部分破片實現了軟回收，盡量避免回收過程中產生二次損傷。圖6為回收的鎢合金破片經受爆轟載荷后的形貌。

圖6 鎢合金破片回收樣本Fig.6 Recovery samples of the tungsten alloy fragments

從圖6可以看出，1號破片整體結構完整，除表面出現一些小的裂紋和變形外基本能維持原始形貌，僅在沿爆轟加載方向的表面出現明顯的擠壓變形，但變形量較小。2號破片則回收到了大量大小不一的破片碎塊，出現了明顯的破碎現象。從碎塊的斷面分析可以看出，高溫高應變率的爆轟載荷下破片的斷裂模式較為復雜，以拉伸破壞為主，同時伴隨少量的剪切破壞，甚至出現一些碎成殘渣的破片塊。

鎢合金破片原始微觀組織圖如圖7所示。經受爆轟載荷后兩種破片微觀形貌見圖8。

圖7 鎢合金破片原始微觀組織Fig.7 Original microstructure of the tungsten alloy fragment

圖8 爆轟加載后鎢合金破片微觀組織Fig.8 Microstructure of the tungsten alloy fragments after detonation loading

由圖7可以看出，兩種材料的微觀結構由鎢顆粒以及將其包裹的Ni-Fe-W黏結相組成，呈現典型的鎢合金雙相結構，1號破片鎢晶粒尺寸較小，鎢-鎢連接度低，鎢顆粒與黏結相分布均勻性要好于2號破片。

從圖8中可以看出，1號破片鎢顆粒形狀為比較規則的圓形，大部分鎢顆粒周圍被黏結相均勻包裹，仍能保持良好的雙相組織，鎢顆粒間未出現明顯空隙；而2號破片在爆轟載荷作用下，微觀形貌表現為鎢顆粒形狀各異，在合金內部的分布不再均勻，呈現局部聚集化，部分鎢顆粒之間出現明顯孔洞，黏結相與鎢晶粒形成的兩相組織結構被破壞。

從回收后1號破片的微觀形貌來看，黏結相仍能均勻包裹著鎢晶粒，鎢合金內部薄弱的鎢-鎢界面數量較少，對于爆轟驅動這種具有瞬時高溫高壓特征的載荷，黏結相與鎢晶粒良好的結合界面可以有效地傳遞載荷，同時黏結相的塑性變形強化能夠實現對鎢晶粒更好的包裹和支撐作用，使得鎢合金結構在爆轟載荷驅動下的完整性得到保證。結合圖4(a)所示的1號破片宏觀力學性能，可以看出該種材料在承受動態載荷時有明顯的塑性變形階段，與微觀尺度上的黏結相應變硬化相對應，并且隨著應變率的增加其強度和韌性也隨之提高，可以合理預測1號破片在爆轟載荷下保持結構完整的能力較強。

而對于2號破片，其內部晶粒在高應變率爆轟載荷加載時出現不均勻分布，部分區域聚集大量晶粒而部分區域形成大量孔隙，使得在晶界處易產生應力集中現象，晶粒與黏結相的結合界面被破壞，最終將導致材料從薄弱處瞬間發生斷裂。與圖4(b)相對應，在宏觀尺度上2號破片承受爆轟載荷后，由于微觀組織發生較大的變形，隨之在晶界處產生應力集中導致應力急劇增加，達到一定程度時發生突然斷裂。說明因熱處理工藝不同導致的鎢合金兩相微觀結構和動態力學性能差異，會顯著影響破片在爆轟載荷下的力學響應和破碎行為。

3 結 論

(1)單一的靜態壓潰性能實驗結果無法全面預測鎢合金破片制品的爆轟驅動完整性，但通過靜態壓潰性和動態力學性能實驗結合可以合理預估其爆轟加載條件下的破碎行為，動態應力—應變曲線具有塑性強化效應的破片爆轟驅動完好率顯著優于類似泡沫鋁等具有瞬間破壞行為的破片。

(2)爆轟驅動下完整性好的鎢合金破片應力—應變曲線表現出明顯的應變率效應，屈服強度隨應變率增加而提高，失效應變也成倍增加，即高應變率載荷條件下鎢合金破片材料的強度、尤其是塑性都表現出了顯著的強化效應。

(3)通過金相分析爆轟驅動后兩種破片的微觀形貌發現，爆轟驅動后完好的破片鎢顆粒形狀均勻、黏結相包裹緊密，能承受極高溫和高應變率的爆轟載荷；而易碎破片在承受爆轟載荷后鎢顆粒間存在大量孔隙及局部集中化現象，易發生斷裂行為。