動能彈高速侵徹鋼筋混凝土靶時彈丸頭部質量侵蝕微觀機理

寧建國， 李釗， 馬天寶， 許香照

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081)

0 引言

動能彈是侵徹混凝土防御工事最有效的武器之一，已引起各國研究者的廣泛關注[1-5]。隨著混凝土防御工事的不斷加強，對彈體侵徹性能的要求也不斷提高。為了對混凝土工事所防護的深埋目標造成有效破壞，要求戰斗部在預定侵徹深度之前保持結構完整性。現階段的理論模型一般假定彈體為剛性體[6-10]，實際上，彈體在高速侵徹過程中會發生明顯的侵蝕現象。已有實驗研究表明，侵徹后剩余彈體發生了明顯的質量損失和彈頭鈍化[11-13]，嚴重的甚至會影響彈道穩定性并導致彈體結構破壞與失效[14-15]，最終嚴重影響彈體的侵徹性能。因此，在高速侵徹條件下剛性彈假定已不再適用，彈體質量侵蝕現象也不可忽略。開展對彈體侵蝕現象的實驗研究，揭示其形成的內在機理，對深入理解彈體高速侵徹的動態響應過程并提高彈體的最終侵徹性能，具有重要意義。

彈體侵徹混凝土的過程具有復雜性和瞬時性。現階段的實驗手段難以精確、實時地觀測到混凝土侵徹中彈體的質量侵蝕過程。因此，如何通過合理的實驗手段來研究彈體的侵蝕機理，成為一個重要的研究方向。Forrestal等[11]和Frew等[12]通過對砂漿靶和混凝土靶侵徹實驗后回收的剩余彈體進行觀測，發現彈體存在明顯質量損失和彈頭鈍化現象。Silling等[16]對比分析了先前的侵徹實驗數據[11-12]，發現當彈體初始撞擊速度在一定范圍(<800 m/s)時，其最終質量損失量與彈體的初始動能呈線性關系。楊建超等[13]和何翔等[15]對侵徹后剩余彈體的侵蝕現象進行觀測，發現彈體速度越高侵蝕現象越嚴重，且質量損失主要發生在彈頭。楊建超與何翔的實驗不僅驗證了Silling等[16]發現的規律，還發現彈體侵蝕量與混凝土強度有關。這類早期的實驗研究重點關注侵徹實驗前后的質量差和彈體輪廓變化，由此歸納的預測模型[17-18]需要實驗擬合得到的經驗參數，且無法直接反映彈體侵蝕的物理過程，對致力于探究彈體質量侵蝕內在機理的研究人員是不足的。

為進一步探究彈體侵蝕的物理過程和內在機理。近年來也有學者開始注重對侵徹后剩余彈體的實驗觀測，通過對剩余彈體微觀結構的分析研究來推斷彈體質量侵蝕的內在機理。何麗靈等[19]對侵徹后剩余彈體表面進行了金相觀測，發現彈體與靶體接觸的表面存在明顯熱影響區，且彈尖部位存在少量絕熱剪切帶。武海軍等[20-21]開展了彈體材料分別為30CrMnSiNi2A、30CrMnSiA、45號鋼、Q235、HPb59-1 5種材料不同結構彈體對石灰石骨料和石英石骨料兩種混凝土靶的侵徹實驗研究，認為彈頭侵蝕的主要因素是骨料的切削作用。Guo等[22]、He等[23]通過掃描電子顯微鏡(SEM)或金相顯微鏡對剩余彈體表面進行觀測，發現彈體表面存在明顯的高溫熔化現象。

通過對上述研究成果的梳理可以看到，對剩余彈體的微觀實驗研究側重不同，手段繁多。大部分實驗研究僅在彈頭選取了單一觀測點，實驗設備則選取SEM或者金相顯微鏡等較單一的方式。研究人員尚未取得一種統一的、全面的彈體質量侵蝕機理認知，對侵徹混凝土靶的彈體質量侵蝕實驗研究值得更深入的研究。

基于目前的實驗研究現狀，本文開展多組彈體高速侵徹鋼筋混凝土靶實驗，獲取了彈體侵徹深度、質量損失和彈體輪廓變化等彈體侵徹和侵蝕信息。將侵徹實驗后的剩余彈體回收，并在其頭部選取多處相鄰的觀測點，使用線切割技術獲取多個觀測點橫縱截面的實驗試樣。采用多種實驗手段對試樣進行微觀結構的觀測和分析，發現彈體表面存在相當厚度的熱影響層，表明彈體表面在侵徹過程中經歷了受熱軟化甚至受熱熔化的過程，而熔化的彈體材料會從彈體剝離并形成質量損失。此外，對彈體表面的微觀形貌觀測還發現彈體表面存在大量長距離的犁溝，表明彈體表面在侵徹過程中受到了硬質顆粒或骨料的切削作用，被削去的彈體材料也是彈體質量侵蝕的重要來源。除此之外，在彈頭尖端還發現了分布較隨機的微裂紋，部分微裂紋在彈體表面形成了貫通，并由此導致部分彈體材料的剝離。因此，彈體的質量侵蝕現象并非單一機制作用的結果，而是上述幾種機制共同作用、相互影響的結果。本文對剩余彈體頭部的侵蝕部分進行了較系統和全面地微觀實驗觀測和分析，提出了侵徹過程中彈體質量侵蝕為多種機理共同作用的觀測結果的觀點，為進一步提高動能彈侵徹混凝土的侵徹性能提供了有益的探索。

1 彈體高速侵徹實驗

1.1 侵徹實驗設計

本文選用屈服強度為835.0 MPa的炮鋼(PCrNi3MoV)作為侵徹實驗中的彈體材質。彈體初始質量為5.7 kg，密度為7.85 kg/m3，彈體長度為197.0 mm，彈體半徑為50.0 mm，彈頭設計為尖卵形，曲率半徑與彈徑之比為1.2. 為獲取更高的彈體初始撞擊速度，彈體設計為中空結構。此外，考慮到高速侵徹時彈頭為磨蝕的重點區域，頭部彈壁設計較厚。其具體結構尺寸和彈體裝配如圖1所示。

圖1 彈體尺寸及裝配示意圖Fig.1 Schematic diagram of projectile size and assemble

侵徹實驗靶板為鋼筋混凝土靶板，骨料尺寸<10.0 mm. 混凝土靶板設計為長方體，迎彈面尺寸為2.0 m×2.0 m，厚度為1.75 m，具體尺寸和配筋結構如圖2所示。經28 d標準養護后實測抗壓強度為50.0 MPa，密度為2 300.0 kg/m3. 彈體發射裝置采用口徑為120.0 mm的滑膛炮。炮口距離混凝土靶迎彈面10.0 m. 侵徹實驗現場布置如圖3所示。在混凝土靶體一側布置白色背景板，另一側架設高速攝像系統，以記錄彈體的飛行姿態并計算彈體的初始撞擊速度。圖4展示了侵徹實驗中典型的彈體飛行姿態。由圖4可以看到，彈體基本是垂直撞擊混凝土靶迎彈面的。

圖2 靶體尺寸及鋼筋配置圖Fig.2 Target dimensions and location of steel reinforcement

圖3 侵徹實驗現場布置圖Fig.3 Layout of penetration experimental site

圖4 典型的彈體飛行姿態圖Fig.4 Typical flight attitude of projectile in the experiment

1.2 侵徹實驗結果

進行多組高速侵徹實驗，共獲取4組有效數據。經高速攝像系統分析，4組侵徹實驗中彈體初始撞擊速度分別為1 325 m/s、1 385 m/s、1 386 m/s和1 425 m/s. 4組侵徹實驗中彈體均未穿透靶板。表1所示為彈體侵徹實驗結果。由表1可以看到，隨著初始撞擊速度的提升，彈體的侵徹深度越來越大，而彈體的剩余質量呈下降趨勢。

表1 彈體侵徹實驗的結果

侵徹實驗后靶板的破壞情況如圖5所示。由圖5可以看出：埋置在靶體迎彈面表層的鋼筋受拉伸作用形成了明顯的向外翻鼓，個別鋼筋被拉斷；隨著初始撞擊速度的提升，靶體迎彈面的破壞程度明顯加深。圖6所示為原始彈體與4組侵徹實驗后剩余彈體的彈頭對比，可明顯看到剩余彈體頭部發生了鈍化，且彈頭鈍化嚴重程度與初始撞擊速度呈正比。

2 剩余彈體微觀觀測

2.1 實驗試樣

完成侵徹實驗后，回收剩余彈體并去除彈體表面的雜質。通過線切割技術采集剩余彈體頭部不同觀測點的表面試樣，使用環氧樹脂將表面試樣冷鑲嵌。待試樣成型后，對試樣的觀測一面進行機械研磨以保證觀測面平整，然后使用不同粒度的拋光膏對觀測面進行拋光，直至試樣觀測面為光亮無痕的平整鏡面。最后，使用超聲波清洗試樣表面并配置4.0%的硝酸酒精溶液用于試樣觀測面的腐蝕。由于4組高速侵徹實驗的初始撞擊速度非常接近，其剩余彈體表面的微觀結構并無太大區別。下文中多個觀測點處的微觀結構圖均來自于多組侵徹實驗中相同位置處的典型微觀結構圖。

2.2 金相觀測

圖7(a)為剩余彈體的宏觀外貌。由圖7(a)可以看到：剩余彈體較原始彈體有明顯的鈍化現象；侵蝕現象主要發生在彈頭，彈柄部分的侵蝕現象較輕，部分區域仍是光亮的原始金屬，與陳小偉等[24]認為彈體侵蝕現象主要發生在彈頭的觀點一致；彈頭大部分表面被一些混凝土雜質所黏著覆蓋，僅有少數部分裸露出彈體金屬的光澤，且可以直觀地看到嚴重劃痕。

圖7(b)和圖7(c)展示了金相顯微鏡對剩余彈體表面裸露金屬區域的觀測。從圖7(b)中可以看到，剩余彈體的表面存在大量相互平行、長距離的犁溝。從圖7(c)中可以看到更多細節：犁溝兩側存在被擠壓而隆起的金屬材料，這是一種典型的磨粒磨損形貌。通過上述觀測結果可以得知，彈體在侵徹過程中受到了骨料等硬質物體的切削作用。

圖7 剩余彈體表面的金相觀測Fig.7 Metallographic observation of residual projectile’s surface

2.3 SEM觀測

采用日本日立公司產S-4800 SEM系統對彈體表面試樣微觀結構進行觀測。圖8展示了剩余彈體頭部不同采集點處縱截面的SEM微觀結構圖。從圖8中可以看到彈體表面存在不同形貌的區域：靠近內部的區域幾乎沒有受到熱量影響，被稱為基體區；靠近彈體表面的區域出現了與基體區不同的形貌，組織結構變得更致密，被稱為致密層；隨著采集點遠離彈尖，剩余彈體縱截面試樣表面致密層的厚度也越來越小。值得注意的是，在侵徹過程中，彈體表面承受了極大的壓應力作用。此外，由于混凝土材質的復雜和隨機分布的骨料等硬質顆粒，彈頭在侵徹過程中的受力并非是均勻的，導致剩余彈體的表面并非為完美軸對稱，不同區域的犁溝深度存在細微不同。由于復雜實驗條件導致個別位置的深淺犁溝的確會對具體位置的彈體表面致密層厚度產生影響，例如圖8(b)右上角處并不平滑的彈體表面輪廓即是切削作用的痕跡，但這種輕微的犁溝對致密層厚度影響有限。此外，為便于對比分析，本文選取的觀測采集點均處于不同彈體的同一縱截面上，且盡量選取了表面較平整的試樣進行觀測，即不包括存在極個別深犁溝的情況。個別位置的較深犁溝會對具體位置的彈體表面致密層厚度產生一定程度的影響，但不會改變彈頭表面致密層越靠近彈尖越厚的趨勢。

圖8 彈頭不同位置處縱截面的微觀結構圖Fig.8 Longitudinal-sectional microstructures at the different observation points on the projectile nose

圖9展示了剩余彈體彈頭不同采集點處橫截面的SEM微觀結構。圖9較圖8的放大倍數有所降低，可以觀測到更宏觀的剩余彈體橫截面外輪廓。從圖9中可以看到，與彈體縱截面較平直的外輪廓不同，剩余彈體橫截面的外輪廓不再平整，且存在大量的V字形溝壑。這些V字形溝壑綿延不斷，距離很近，從另一個角度呼應了圖4金相圖中彈體表面分布的大量相互平行犁溝。圖9中的V字形溝壑正是彈體表面犁溝橫截面的外輪廓。

圖9 彈頭不同位置處橫截面的微觀結構圖Fig.9 Cross-sectional microstructures at the different observation points on projectile nose

圖10展示了剩余彈體彈尖部分的橫截面微觀結構圖。與圖9中彈頭其他部位的橫截面微觀結構相比，彈尖處的橫截面外輪廓更加破碎，幾乎不存在規整的、連續的V字形溝壑，取而代之的是更不規則的、破碎的外輪廓。特別地，一些彈體表面下方存在一些分布較隨機的細微裂紋，在彈頭其余部分的微觀結構中未觀察到類似的形貌。圖10還展示了裂紋尖端微觀結構的放大圖像，從中可以看到，裂紋尖端兩側的組織結構更致密。當這些分布于彈體尖端表面下方的裂紋持續拓展并成功閉合后，被裂紋包圍的材料可能會脫離彈體。圖10中第2種典型微觀形貌展示了一種裂紋閉合后，部分彈體表面材料脫離彈體，造成破碎形態的外輪廓。此外，在裂紋閉合且部分材料脫離后的彈尖橫截面上，還可以觀察到向多個方向拓展的裂紋分布。

圖10 彈尖橫截面的微觀結構圖Fig.10 Cross-sectional microstructure of projectile nose tip

綜上所述，高速侵徹過程中的彈體侵蝕是一種極為復雜的現象，從剩余彈體表面既可以觀察到異于彈體內部基體材質的致密層，也可以觀察到大量相互平行的、長距離的犁溝。彈體尖端還存在著更復雜的破壞形貌，即大量隨機分布的微裂紋和由于微裂紋閉合而脫離彈體造成破碎的外輪廓，表明彈體侵蝕現象并非由單一機制造成，而是多種機制共同作用、相互影響的結果。

3 分析及討論

通過彈體高速侵徹鋼筋混凝土實驗和對剩余彈體的微觀結構觀測，得到了多組彈體侵蝕實驗數據和如圖8～圖10剩余彈體頭部不同部位的微觀結構圖。從這些微觀結構圖中可以看到：在高速侵徹鋼筋混凝土靶的過程中，彈體會發生明顯的侵蝕現象；彈體正侵徹時，侵蝕主要發生在彈體的頭部，表現為彈頭的鈍化和彈體質量的損失；隨著侵徹速度的增加，剩余彈體的彈頭鈍化更加嚴重，剩余彈體質量也越來越小。這一結果表明侵徹速度越高，彈體的侵蝕現象越明顯，與Forrestal等[11]的實驗結論一致，也與直觀認識吻合。

為更加深入地了解彈體侵蝕的內在機制，開展對剩余彈體橫縱截面微觀結構的觀測。發現彈體表面形成了一層異于內部基體材料的、更致密的致密層。由于在高速侵徹過程中彈體與混凝土靶體會相互摩擦并產生大量的熱[25-27]，這些熱量導致彈體表面溫度升高。為探究該致密層的形成是否與高溫有關，制取3組試件進行微觀結構對比分析：第1組試件取自未發射的原始彈體；第2組試件取自剩余彈體表面材料；第3組試件取自高溫處理后的彈體表面材料，對于該組試樣的升溫降溫曲線可參照圖11. 從圖11中可以看到：該組試樣被加熱至1 673 K并保溫10 s，然后持續冷卻至室溫。值得注意的是，原始彈體材料中存在V等元素可改善鋼力學性能，有助于晶粒細化的合金元素；使用熱加工工藝制備的原始彈體試樣經過熱處理后的微觀組織變化較為復雜，其晶粒發生了細化，與Guo等[22]的微觀觀測結果是基本一致的。圖12展示了使用SEM觀測的3組不同試件的微觀結構。從圖12中可以看到：剩余彈體的基體區與原始彈體的微觀結構基本相同；剩余彈體的致密區和高溫處理后的彈體材料微觀結構更接近，與原始彈體微觀結構相比，二者的微觀組織都更為致密，這主要是高溫條件下晶粒細化造成的結果。表明彈體表面的致密層的確是受到高溫影響后形成的，一般稱其為熱影響區，與Guo等[22]、He等[23]通過金相顯微鏡對熱影響區的觀測結果一致。

圖11 第3組試樣的升溫與降溫曲線Fig.11 Temperature curve of the third group of samples

圖12 3組不同試樣的SEM圖像Fig.12 SEM photographs of three groups of specimens

作為應用極廣泛的侵徹分析模型，球形空腔膨脹近似理論給出了侵徹過程中彈體表面某一點處應力的計算公式[28-29]：

(1)

式中：σr為彈體表面應力；fc為混凝土強度；v為彈體瞬時速度；θ為侵徹方向與該點切向的夾角；ρ0為混凝土密度；A、B和C為無量綱參數。通過(1)式可知，越接近彈體尖端的區域(即θ值越大)彈體表面所承受的應力越大，產生的彈靶摩擦熱也就越多。這意味著相同時間內，越靠近彈體尖端，就有更多的熱量可以傳導至彈體內部更深的區域。這正對應了第2節微觀觀測實驗中熱影響區越靠近彈尖厚度越大的現象。此外，由于彈體的初始撞擊速度高，整個侵徹過程耗時極短。例如，本文4組侵徹實驗中彈體從接觸混凝土靶到侵徹結束，耗時不超過3 ms.而熱量的傳導也需要時間，在這樣短的時間內彈體表面的熱量很難傳導到彈體內部的深處[30]。因此，第2節中觀測到的熱影響區厚度很小，處于微米量級。通過上述分析可知，彈體侵蝕過程與摩擦熱導致的彈體表面材質熔化有關，高速侵徹的彈體與混凝土靶劇烈摩擦，產生的熱量傳入彈體，使得彈體表面材質熔化并剝離彈體。

彈體侵蝕現象并非彈體表面材質受熱熔化剝離這一種機制造成的。通過第2節對彈體表面金相觀測和彈頭橫截面的SEM觀測，發現剩余彈體頭部分布著大量平行且密集的長距離犁溝。這是因為在靜態條件下混凝土中的骨料等硬質顆粒并不比彈體的材質(一般為高強度鋼)更為堅硬，很難在彈體表面通過切削作用來形成密集的犁溝。但在侵徹過程中，彈體表面溫度上升，進而導致彈體表面材質的強度下降，甚至一部分彈體表面材料由于熔化而失去強度。而彈體在侵徹過程中受到混凝土靶所施加的強大阻力使其受熱軟化的表面不斷遭遇不同的、未受高溫影響的硬質顆粒，這些硬質顆粒將在混凝土靶的高壓下被壓入彈體表面。這樣，彈體表面會被骨料等硬質顆粒不斷切削，形成遍布整個彈頭的密集犁溝。此外，彈、靶間的摩擦和塑性變形在復雜侵徹環境中會導致彈頭的熱影響區呈現不均勻性，彈頭部分區域由于微裂紋和應力集中現象，也會產生大量條紋平展整齊的長距離犁溝。再結合圖10中存在于彈尖表面的大量裂紋與微裂紋，表明骨料等硬質顆粒對彈體表面切削以及應力集中導致的裂紋延伸是彈體表面密布犁溝的重要原因，也是導致彈體侵蝕的重要機理。

通過圖10還可以觀察到一種特殊的彈體侵蝕機制：彈尖表面的裂紋閉合導致部分被裂紋包圍的彈體表面材料脫離彈體。這些部分隱藏在彈尖表面下的微裂紋甚至分布于距離彈體表面幾百微米的范圍內，與熱影響區的厚度相比，其分布區域更深入彈體內部。但這些深層次微裂紋基本只存在于剩余彈體的尖端，未在彈頭的其他區域發現其存在。表明微裂紋拓展閉合導致的彈體表面材料剝離雖然是造成彈頭侵蝕的一種機制，但其影響范圍有限，并非一種更普遍和宏觀的彈體侵蝕機制。這種彈尖微裂紋的產生值得進一步研究。

綜上所述，彈體在高速侵徹混凝土靶體的過程中面臨極為復雜的應力環境，彈頭的侵蝕效應并非單一機制導致，且彈頭不同部位的侵蝕程度也有所不同。上述分析為進一步提升對彈體侵蝕效應的認識提供了一定的參考價值。

4 結論

為深入探究動能彈高速侵徹混凝土侵蝕現象的內在機理，本文開展了4組動能彈高速侵徹混凝土靶實驗，獲得了彈體侵蝕的相關實驗數據并對剩余彈體頭部不同位置進行了微觀結構觀測。得到如下主要結論：

1)對剩余彈體頭部不同位置的微觀結構觀測表明：剩余彈體表面存在一層明顯異于彈體內部基體結構的熱影響區，其表面還存在大量與侵徹方向相同的、密集的長距離犁溝。此外，剩余彈體尖端還發現了分布在彈體表面下方幾百微米范圍內的微裂紋。當連接彈體表面的微裂紋形成閉合，會造成部分彈體表面材料的剝離。

2)高速侵徹中的彈體侵蝕現象不是單一機制造成的，而是多種機制共同作用、相互影響的結果。不僅是彈體表面熱熔化，骨料切削、應力集中導致的裂紋延展和彈尖的破碎也會影響彈體形狀變化乃至彈體結構的穩定性。

現階段，大多數對彈體侵蝕的理論分析研究集中在彈體表面熔化剝離的機制上，對彈體表面犁溝產生機制、彈頭尖部破碎機制和混凝土破壞對彈體侵蝕影響的考慮不多。因此，下一步應加強對彈體侵蝕中多種機制共同作用的分析研究，并進一步探究符合高壓高應變率的混凝土本構，以期提出更加符合真實條件的多機制耦合侵蝕模型。