93W 桿式彈超高速撞擊多層Q345 鋼靶毀傷及微觀分析*

李名銳，馮 娜,2，蔡青山，陳春林，馬 坤，尹立新，周 剛

（1. 西北核技術研究所，陜西 西安 710024；2. 北京理工大學材料學院，北京 100081；3. 中南大學粉末冶金國家重點實驗室，湖南 長沙 410083）

鎢合金桿式動能彈超高速侵徹多層金屬靶板，是一個高度非線性的復雜問題，要完整描述彈靶作用動力學過程，需要考慮彈靶材料的加工硬化、應變率效應、彈塑性變形、沖擊相變、破裂、損傷以及彈、靶撞擊引起的沖擊波傳播等。而因受技術與方法限制，鎢合金桿式動能彈超高速侵徹多層金屬靶板實驗數據較少，大部分工作為理論模型[1-2]與數值模擬研究[3-6]。對超高速動能彈侵徹多層金屬靶板的機理研究仍處于起步階段，破壞機制尚不清晰，因此深入研究桿式動能彈超高速侵徹多層金屬靶板的作用機理十分必要。

隨著微觀觀測手段的進步，對比動能彈侵徹前后彈靶微觀組織結構的變化，分析彈靶作用過程中彈靶在微觀尺度上的變形、組織演化、破壞失效等，可為理論模型分析和數值模擬提供有效的實驗依據。李金泉[7]分析了93W 侵徹45 鋼厚靶的彈孔及殘余彈體微觀結構和侵徹過程，研究了不同微觀組織結構對抗彈性能的影響，給出了提高裝甲防護能力的方法。羅榮梅[8]通過分析鎢合金侵徹30CrMnMo 厚靶后的殘余彈體和彈坑的微細觀組織，結合數值模擬方法，分析了彈靶相互作用。高華等[9]對速度約1 012 m/s的彈丸侵徹多層異質復合靶中裝甲鋼變形的細觀和微觀機理進行了研究，給出了彈丸侵徹裝甲鋼過程力學行為與變形機理的內在聯系，為彈丸侵徹復合靶板的動力學特征及結構優化設計提供了理論依據。但大多數研究的彈丸速度一般低于1 800 m/s[7-10]，研究對象主要為中厚度的裝甲鋼靶板[7-8]、鋼筋混凝土或復合靶[11-16]，但動能彈超高速碰撞毀傷目標的機理與低速碰撞、高速碰撞存在顯著區別[16-17]。而基于空間碎片防護研究中，超高速撞擊靶目標主要為鋁等輕質材料[18-19]，毀傷機理也不同。因此，開展多層重金屬薄板結構受超高速動能彈侵徹后的微觀與毀傷效應研究，驗證超高速撞擊作用過程及毀傷機理，對優化彈體結構、設計彈靶材料、提升彈體對多層金屬靶目標結構的毀傷能力以及其他采用立體間隔薄金屬結構提高防護和抗打擊能力均有重要指導意義。

本文中，開展克級93W 桿式彈超高速撞擊多層Q345 靶板實驗及3 層靶板數值模擬，并對實驗后靶板穿孔及坑洞進行微觀觀測，從材料微觀組織形貌、成分等方面進行深入研究，探討超高速侵徹多層鋼板的過程及毀傷機理。

1 超高速碰撞實驗

1.1 實驗材料

彈體材料選用93W 鎢合金，密度為17.6 g/cm3，靜態屈服強度為731 MPa。彈體為 ? 3.45 mm×17.5 mm的桿式彈，彈體質量為2.81 g。靶板材料選用Q345 鋼，密度為7.83 g/cm3。靶板為 ? 49 mm×1.5 mm 等厚均質鋼靶，靶板各層間距不等，其中靶板第2 層間距最大，靶板共計10 層并在其后放置防護板，采用螺栓與法蘭緊固連接。彈托材料為聚碳酸酯（PC），密度為1.2 g/cm3，彈托質量為2.72 g，彈托外徑為10 mm，彈托結構內含45 鋼墊片。共開展實驗2 發，實驗1 彈體初始撞擊速度為2.25 km/s，實驗2 彈體初始撞擊速度為2.76 km/s。

1.2 實驗方法

實驗中利用57/10 mm 二級輕氣炮將彈體發射至目標速度，通過激光遮斷法對彈體速度進行測量。彈體由彈托攜帶，共同撞擊多層Q345 鋼靶，彈體著靶姿態滿足垂直正撞。實驗后對各層靶板宏觀毀傷情況進行測量拍攝。對各層靶板進行取樣（15 mm×11 mm）、打磨、拋光、腐蝕（4%硝酸酒精溶液），采用Nova Nano SEM 230 場發射掃描電鏡觀察顯微組織形貌，采用LEICA MEF 4A/M 金相顯微鏡觀察金相組織。

2 結果與分析

超高速實驗1 和實驗2 分別穿透8 層及9 層Q345 鋼靶，并在相應的后一層鋼靶表面形成明顯彈坑。毀傷模式主要有“翻唇”穿孔變形、花瓣狀塑性變形、撕裂、成坑及鼓包等。

2.1 靶板宏觀形貌

實驗1 中各層靶板正面毀傷情況如圖1 所示，實驗2 中各層靶板正面、背面及側面毀傷情況如圖2～4 所示。隨撞擊速度的提高，靶板被穿透層數增多。首層靶板破壞形式為中心穿孔，第2～7/8 層靶板出現中心穿孔及大量破片撞擊產生的孔洞及彈坑，第8/9 層出現少量孔洞及撞擊坑，末層為微量彈坑破壞。首層靶板中心彈孔為規則圓形，孔徑分別約為15.38、16.20 mm，穿孔孔徑隨彈體速度的升高而變大，穿孔斷面較光滑，靶板出現“翻唇”變形，正反面塑性翻邊寬度分別約為1、2 mm。這是由于彈體初始速度較高，其撞擊靶板所產生的壓力遠高于靶板材料的破壞強度，靶板在動態剪切破壞及擠壓作用下形成擴孔型穿孔，靶板平面幾乎無變形；彈體穿透首層靶板后，彈體聯合前級撞擊隨機形成的彈體破片、靶板破片及彈托破片群繼續作用于后級靶板，擠壓推動靶材向前變形彎曲，在較高的徑向和環向拉伸應力作用下，使第2～8/9 層靶板結構屈服變形并在彈靶接觸點四周形成星狀裂紋，微裂紋在破片群的作用下繼續擴展，使靶體彈孔呈現花瓣狀開裂彎曲，破片撞擊靶板表面形成大量離散分布的孔洞、撞擊坑及靶板背面鼓包。隨著貫穿靶板層數的增加，彈速不斷降低，彈體尺寸減小，對靶板侵徹能力逐漸下降，產生的破片數量逐漸減少，破片群沖擊靶板產生的撞擊坑數量也逐漸減少。剩余彈體被完全消耗后，破片動能不足以對靶板形成有效沖擊，僅有極少量速度較大的破片擊穿第8/9 靶板，在末層靶板上僅出現少量破片撞擊坑，至此侵徹過程結束。

圖1 實驗1 中10 層靶板各層正面的毀傷Fig. 1 Damage at the front face of each layer of a ten-layer target in experiment 1

圖2 實驗2 中10 層靶板各層正面的毀傷Fig. 2 Damage at the front face of each layer of a ten-layer target in experiment 2

圖3 實驗2 中10 層靶板各層背面的毀傷Fig. 3 Damage at the back face of each layer of a ten-layer target in experiment 2

圖4 實驗2 中10 層靶板各層毀傷側視圖（圖中標尺均為5 mm）Fig. 4 Side view of damage in each layer of a ten-layer target in experiment 2 (the scale bars all represent 5 mm)

采用Matlab 自編程序將實驗后各層靶板照片轉化為二值化圖進行圖像識別，并對2 發實驗后各層靶板孔洞總數目及孔洞毀傷總范圍進行統計分析。如圖5 所示，孔洞數目及毀傷范圍覆蓋圓直徑均呈增大趨勢，在第3 層達到最大后減小，隨彈體速度提高，穿孔數目增多，毀傷覆蓋圓直徑呈現“雙峰”特征。中心孔等效直徑及穿孔毀傷總面積在第2 層達到最大后開始減小，隨撞擊速度提高，前3 層中心穿孔尺寸和毀傷面積覆蓋圓直徑變化較小，且2 發實驗靶板最后4 層的中心孔等效直徑、穿孔毀傷總面積及毀傷范圍覆蓋圓直徑基本呈現逐漸增大后急劇減小的趨勢。其原因為前3 層靶板由于破片群動能較高，其損傷以超高速穿孔為主，孔洞數目多但面積小；到最后3 層靶板時，彈體基本破碎，如實驗2 的數值模擬結果表明彈體在侵徹6 層靶板后基本破碎，而后形成大量質量小、速度低的破片群被靶板阻擋，相當于對靶板施加以面力作用，使靶板發生穿孔或塑性變形，表現為孔洞數目少但孔徑變大。破片穿透2 層靶后，破片動能不足以對靶板形成有效沖擊，僅有極少量速度較高的破片擊穿末層靶板，出現少量破片撞擊坑，因此各統計結果呈增大后急劇降低的現象。

圖5 實驗后10 層靶板各層的孔洞數目、中心孔等效直徑、穿孔毀傷總面積及毀傷范圍覆蓋圓直徑Fig. 5 Equivalent diameter of center hole, number and total areas of holes, diameter of damage circle in each layer of ten-layer targets after experiments

2.2 數值模擬分析

選用ANSYS AUTODYN 軟件中的SPH (smoothed particle hydrodynamics)方法模擬了93W 桿式彈以2.76 km/s 的速度撞擊3 層靶板的過程。彈體材料為93 W，靶板材料為Q345 鋼。彈體直徑為3.45 mm，長徑比為5。3 層靶板厚度為1.5 mm，其中首層靶板直徑為80 mm，后2 層直徑均為120 mm。建立三維面對稱模型，對彈、靶及彈托材料均選用沖擊狀態方程[20]：

其中，

上述材料的具體參數如表1～3 所示，表中Ymax為最大屈服強度，模型具體信息及模型有效性驗證參考文獻[3]。0.1 ms 內模擬結果如圖6 所示，其中，彈、彈托及鋼片共同撞擊首層靶板，形成中心穿孔，穿透后的彈、彈托及前級產生的破片繼續侵徹第2 層靶板，0.04 ms 第2 層靶板孔徑約為20 mm，后在破片群面力作用下，靶板受擠壓推動繼續向前變形彎曲并最終呈現出接近90°的花瓣開裂彎曲，隨后彈、彈托及破片群繼續作用于后級靶板。與實驗毀傷結果符合較好。將模擬結果的SPH 粒子相關數據進行篩選后，采用區間投影及圖像識別法識別靶板毀傷情況，如圖7 所示。首層靶呈現規則的中心穿孔，第2 層靶板呈現中心撕裂穿孔，與實驗結果較一致。不足之處為未出現主孔附近由于破片撞擊產生的圈狀規則成孔，應進一步改進彈托聚碳酸酯的材料參數。第3 層靶呈現中心穿孔及周圍不規則小穿孔，與實驗結果吻合較好。表4 給出了3 層毀傷面中主孔等效直徑的實驗及模擬結果，從表4 可以看出模擬結果與實驗結果誤差較小。

表1 93 鎢合金的狀態方程、強度模型材料參數Table 1 Parameters of the equation of state and the strength model for 93W alloy

表2 Q345 鋼的狀態方程、強度模型材料參數Table 2 Parameters of the equation of state and the strength model for Q345 steel

表3 聚碳酸酯的狀態方程、強度方程材料參數Table 3 Parameters of the equation of state and the strength model for polycarbonate

圖6 93W 彈體以2.76 km/s 的速度撞擊3 層靶的數值模擬過程（0～0.1 ms，間隔0.01 ms）Fig. 6 A numerically simulated sequence for the penetration process of a rod-shaped 93W projectile with the initial velocity of 2.76 km/s into a three-layer Q345 target from 0 to 0.1 ms at the time interval of 0.01 ms

圖7 數值模擬得到的3 層Q345 鋼靶各層毀傷情況Fig. 7 Numerically-simulated damage in each layer of the three-layer Q345 steel target

表4 3 層靶各層毀傷面主孔等效直徑實驗及模擬結果比較Table 4 Experimental and simulated results of the equivalent diameter of the center hole in each layer of the three-layer Q345 steel target

2.3 靶板微觀組織

為研究彈靶作用過程及超高速多層穿甲毀傷機理，對實驗毀傷后各層靶板的微觀組織及成分進行分析。

2.3.1 首層“翻唇”穿孔斷面分析

圖8 為實驗2 首層靶板撞擊后的“翻唇”穿孔斷面形貌，紅色箭頭為彈體撞擊方向，斷面中存在一定數量的撞擊坑、微孔洞與熔融結構（黃色橢圓框）及微裂紋（紅色小箭頭）。通過能量色散譜(energy dispersive spectrum, EDS)分析：發現靶板表面存在O 元素，證明靶板在撞擊作用下被氧化；彈孔出口處觀察到W 元素，而彈孔入口處無W 元素，且沿出口方向W 含量逐漸增多。推測原因為：桿式彈超高速貫穿薄板過程中，靶板材料在強沖擊作用下出現擴孔現象，孔入口邊緣并未接觸93W 彈體，之后彈體頭部發生塑性流動，逐漸形成與孔徑相當的蘑菇頭，且彈體反濺破片群作用于彈孔，出口處較入口處作用更強，從而使沿彈孔方向W 含量增加。

圖9 為靶板“翻唇”穿孔周圍沿徑向方向不同區域的SEM 圖。微觀組織呈現出4 個不同區域：熔化快凝層、細晶層、形變層和正常靶材組織[7]。形成原因如下：超高速彈體撞擊多層鋼靶，侵徹動能轉化為材料熱能與破碎功，侵徹過程僅幾微秒，大量熱量來不及消散，使局部溫度急劇升高，導致彈、靶接觸處薄層內的金屬快速熔化和破碎。侵徹過程瞬間完成后，局部熔化的金屬又迅速冷卻，在彈坑和彈孔表面形成厚度不均的熔化快凝薄層，厚約5 μm。EDS 分析顯示僅此區域存在W 元素；緊鄰熔化快凝層約10 μm 厚的細晶層受熱傳導作用，經歷短暫但溫度很高的受熱過程，受沖擊波作用鐵素體被拉長、破碎，隨后小晶粒長大成3～5 μm 的再結晶晶粒，此為再結晶細晶層，拉長的珠光體形成白亮的條帶；緊鄰再結晶細晶層20 μm 厚的區域未發生再結晶，受沖擊波作用鐵素體形成亞微米尺度的細晶層，為變形細晶層；細晶層與正常基體組織之間的區域為形變層，此區域隨沖擊擠壓作用越來越小，晶粒的變形越來越小，最后趨于正常組織結構，厚1～2 mm。金相結果（圖10）顯示，在彈體強沖擊作用下，彈孔邊緣處的微觀組織發生了顯著變化，晶粒細小化，鐵素體呈細長狀，長細比增大。沿徑向方向隨距離增大，晶粒逐漸變大，后趨于正常組織，與SEM 分析結論一致。

圖10 首層靶板表面穿孔周圍金相圖（（a）→（f）：從彈孔邊緣到遠離彈孔）Fig. 10 Metallographic images along the radial direction around the perforated hole in the first layer((a)→(f): from the edge of the perforated hole to away from the perforated hole)

分析了 ?3.45 mm、長徑比3 的桿式彈經脫殼后以3 km/s 的速度撞擊6 層(2 mm+1 mm×5) 厚Q235 板的各層SEM 斷口形貌（見圖11），第1 層靶板斷面較光滑，韌窩較少，說明該層毀傷以動態剪切破壞為主；第2 層靶板斷口出現了熔化跡象，說明彈體超高速撞擊第1 層靶板產生了高溫，高溫的超高速彈體侵徹第2 層靶板，使第2 層靶板出現大面積的熔化，且第2 層靶板厚度減半，使第2 層靶板出現了一定的拉伸延性破壞，斷口掃描可觀察到一定數量的韌窩，隨著速度的降低、彈體碎裂引起的質量減小及靶板厚度的相對減薄，斷口出現大量韌窩，說明第3～5 層靶板以拉伸延性破壞為主。

圖11 ?3.45 mm、長徑比3 的桿式彈脫殼后以3 km/s 速度撞擊6 層Q235 板各層SEM 斷口形貌Fig. 11 SEM fracture morphology of a six-layer Q235 target under the 3 km/s impact of a rod-shaped projectile with the diameter of 3.45 mm and the aspect ratio of 3

2.3.2 花瓣狀彈孔表面及靶板表面分析

對第7 層靶板的不規則花瓣狀彈孔表面進行SEM 分析（見圖12），結果顯示，花瓣狀彈孔表面存在明顯熔融后的凝固組織（黃色箭頭），區域內存在大量微孔洞和微裂紋，且在花瓣狀彈孔頂端凝固現象最為明顯，并呈現出液相流動花紋形貌，說明彈體撞擊時在彈孔表面形成了大量熔融態物質，該物質在撞擊壓力作用下不斷沿靶板向外流動，流動方向如藍色箭頭所示。圖12（b）中熔化后凝固的無定形態物質（紅色框圖）EDS 表征（表5）顯示，其成分為含有W、Ni 的富Fe 相，說明在其接觸表面發生了兩種高溫熔體材料的互溶，進一步證明了彈靶材料在超高速撞擊過程中發生了熔化。

圖12 靶板2-7 花瓣穿孔形貌SEM 圖Fig. 12 SEM images of the perforation in the 7th layer of experiment 2

表5 第7 層靶板中熔化后凝固的無定形態物質能量色散譜結果Table 5 Energy dispersive spectrum analysis of amorphous material solidified after melting in the 7th layer

2.3.3 破片撞擊坑微觀分析

多層靶受彈體高速撞擊后，第2～8 層靶板表面存在大量破片撞擊坑及孔洞，對其進行微觀結構分析，發現撞擊坑主要有兩種形貌：圖13（a）表面圓潤光滑，像液體澆筑后的表面形貌，主要是撞擊產生的高溫使得彈坑周圍材料熔化；圖13（b）表面粗糙，為明顯機械撞擊后的變形形貌，主要是撞擊產生的高壓使得彈坑物質發生塑性變形。EDS 分析(見表6)顯示，兩種坑均含有Fe、W、C、O 等元素，說明坑產物為彈、靶混合物。93W 彈超高速撞擊薄鋼板產生破片群，破片群中的高溫高壓破片繼續撞擊后級板，由于W 的熔點高達3 410 ℃[7]，Fe 首先熔化，W 的成分可能是破碎的W 顆粒包裹在熔化快凝層中，也可能是在高速侵徹過程中局部區域的溫度達到了W 的熔點，形成含有W、Fe 的熔化快凝物。進一步研究撞擊坑附近存在的大量表面光滑的片狀物質，如圖13（c）橢圓框圖所示，局部無W 顆粒和Fe 顆粒，圖13（d）中EDS 分析顯示為W-Fe-O 基化合物，表明鎢合金彈體與鋼材在高溫、高壓下發生了液相互溶，從而形成了W-Fe-O 新相，證明了液相鎢的存在。

破片撞擊坑表面局部存在許多微裂紋（圖13（a）紅色箭頭所示），微裂紋是由于熔融混合物在冷卻過程中，由于冷卻速度過快，產生的冷卻熱應力作用形成的。并在彈靶相互作用以及內部相互擠壓等作用下，微裂紋擴展形成宏觀裂紋，造成撕裂。因此，材料失效可認為主要是熔融混合物冷卻過程中產生的熱應力與切應力下的剪切撕裂綜合作用的結果。

圖13 靶板表面彈坑及坑附近區域無定形態物質SEM 圖及無定形態物質能量色散譜Fig. 13 SEM images of the craters at the surface of the target and amorphous material near the craters as well as their energy dispersive spectra

表6 撞擊坑及孔洞熔化后凝固的無定形態物質EDS 結果Table 6 EDS analysis of amorphous material solidified after melting in impact crater and cavity

3 結 論

通過超高速鎢合金桿式彈撞擊多層鋼板實驗、數值仿真研究與微觀組織演化規律、能譜分析研究，得出如下結論：

（1）超高速撞擊產生瞬時高溫、高壓環境，在瞬時載荷作用下，靶板呈現出穿孔“翻唇”變形、花瓣狀變形、撕裂、撞擊成坑及鼓包等破壞模式。彈體撞擊后，在穿孔斷面、靶板表面孔洞及彈坑等處，存在大量微孔和微裂紋，使靶板破壞形式表現為塑性擴孔性破壞以及在切應力作用下的剪切撕裂。

（2）靶板前3 層由于破片群動能較高，靶板毀傷以超高速穿孔為主，孔洞數目多且面積小；而對于后幾層靶板，由于彈體解體后形成的破片群質量小、速度低，對靶板施加面力作用，使靶板發生穿孔或塑性變形，表現為孔洞數目少且孔徑呈先增大后減小的趨勢，直至侵徹結束。

（3）微觀分析表明靶材在強沖擊壓力下發生晶粒碎化、熔化及再結晶，撞擊過程中會形成微孔聚集與微裂紋，表明靶板失效主要是熔融混合物冷卻過程中產生的熱應力與切應力下的剪切撕裂綜合作用的結果。

感謝中南大學劉文勝教授、馬運柱教授對本文微觀測試及部分分析工作給予的幫助。