爆炸成型彈丸藥型罩用高密度合金選取準則

付恒， 蔣建偉， 王樹有， 門建兵， 李梅

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點試驗室， 北京 100081)

0 引言

爆炸成型彈丸(EFP)是聚能裝藥技術的一個重要分支，是藥型罩在爆炸載荷作用下經過極端塑性變形而“鍛出”的一種自成型動能侵徹體，具有侵徹后效大、對炸高不敏感等特點。藥型罩作為EFP戰斗部的關鍵部件之一，承擔著形成侵徹體并實施毀傷的核心任務，其材料特性直接影響EFP的成型狀態和侵徹性能。在炸藥確定的條件下，通過提高藥型罩材料密度的方式增大比動能，是提高EFP侵徹性能的有效措施。

傳統的EFP藥型罩材料以純金屬為主，常用材料有工業純鐵(Fe)、無氧銅(Cu)和鉭(Ta)3種，其中，Fe的密度最低，已難以適應現代裝甲防護技術的發展；Cu是目前應用最為廣泛的藥型罩材料，其性能潛力已基本開發殆盡；Ta雖具有高密度，但稀有金屬高昂的成本導致其難以大批量裝備。探尋密度較高且價格相對低廉的藥型罩材料，是EFP領域需要積極探索的重要課題。

隨著材料設計和制備工藝的不斷發展，金屬材料的合金化已成為制取高密度材料的主要方式。按照聚能裝藥經典理論，藥型罩材料應具備高密度、高聲速、高熔點的特點，因此，鎢(W)被視為藥型罩的理想材料。W及其合金作為現代工業最為常用的高密度材料，如純W、W-Cu合金和W-鎳(Ni)-Fe合金等已成功應用于形成高速射流的小錐角藥型罩。但對于EFP，目前卻僅有一些探索性案例的報道，且均表明鎢及其合金在軸向爆炸載荷作用下難以形成完整的侵徹體。

與形成射流的小錐角藥型罩相比，EFP藥型罩的變形機制存在很大不同。錐角增大會導致軸向爆炸載荷對藥型罩的作用形式發生改變，進而使藥型罩在變形過程中缺少被壓垮后的閉合和擠壓流動，導致適用于射流藥型罩的高密度材料作為EFP藥型罩時出現動態斷裂和破碎現象。因此，在EFP藥型罩的選材方面，難以直接沿用經典的聚能罩材選取原則。盡管研究者們并不清楚適用于EFP藥型罩的高密度合金需要具備何種特點，但可以明確的是，候選罩材在受載和變形的過程中需要保持形態完整，從而滿足EFP成型性的基本要求。

綜上所述，高密度合金難以形成完整侵徹體已成為其應用于EFP藥型罩材料的技術瓶頸。因此，本文擬解決以鎢合金為代表的高密度合金EFP應用問題，以典型W-Ni系合金為研究對象，對不同W含量的飛片試樣開展了爆炸加載試驗?；趯κ茉嚥牧铣尚涡阅芎褪C理的分析，結合對于傳統EFP罩材共同特性的總結，提出了EFP高密度合金罩材的選取準則，并應用該準則進行了罩材選取、爆炸加載成型及侵徹試驗。研究結果可以為EFP藥型罩用高密度合金的設計、選取和應用提供參考依據。

1 爆炸加載飛片試驗

1 試驗方法

EFP藥型罩的典型結構包括球缺罩和大錐角罩，當球缺罩的曲率半徑趨近于無限大或大錐角罩的錐角達到180°時，藥型罩可視為具有一定厚度的圓形平板，這種極限狀態形成的聚能侵徹體可以稱之為爆炸加載飛片。爆炸加載飛片試驗的原理在于，通過炸藥爆轟驅動飛片加速并變形，高速沖擊一定炸高下的驗證靶板，根據驗證靶板表面的作用痕跡對飛片材料的成形性能進行評判。平板飛片能夠在一定程度上模擬EFP藥型罩翻轉和閉合的變形過程，相比EFP成型和侵徹試驗，飛片試驗更容易加工、裝配和實施，是一種能夠快速檢驗材料能否作為EFP藥型罩的試驗方法。

圖1為爆炸加載飛片試驗裝置示意圖，包括金屬飛片、炸藥藥柱、雷管座、雷管，其中，飛片直徑36 mm、厚度2 mm；藥柱為JH-2炸藥經壓制而成，其密度1.71 g/cm，直徑36 mm，高度54 mm。驗證靶板為厚度10 mm的Q235鋼板，炸高為8倍裝藥直徑，起爆方式為藥柱端部中心點起爆。

圖1 爆炸加載飛片試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the flyer plate test

1.2 試驗材料

受試材料為粉末冶金結合液相燒結技術制備的3種W-Ni系合金，W的質量分數分別為89%的W-Ni-Fe-鈷(Co)合金、71%的W-Ni-Fe-Ta合金和35%的W-Ni-Fe-鉬(Mo)合金(以下簡稱為89W、71W和35W)，按質量百分比的名義成分及密度如表1所示。

表1 受試材料名義成分及密度Table 1 Nominal compositions and densities of the tested materials

制備工藝為：先將W、Ni、Fe與Co/Ta/Mo的金屬粉末充分混合后壓制為生坯；隨后在1 100 ℃的還原性氣氛中進行預燒結，保溫30 min；再在1 430 ℃～1 460 ℃的還原性氣氛下進行液相燒結，保溫60 min；最后經變形和機械加工為飛片，在1 100 ℃進行真空退火。圖2為受試材料的金相照片，可以看出受試材料均為典型的多相復合材料，W相以近圓形顆粒的形式被更具韌性的基體相包裹，基體相為含有W、Fe、Co/Ta/Mo等元素的Ni基固溶體，深灰色部分為W顆粒，淺色部分為基體。隨著W含量的降低，W顆粒的尺寸減小且連接度降低。

圖2 受試材料的金相照片Fig.2 Optical micrographs of the W-Ni alloys

1.3 試驗結果

圖3為受試飛片經爆炸驅動后對驗證靶板侵徹結果的照片。由圖3可以看出，受試飛片在軸向爆炸載荷作用下全部發生斷裂和破碎的動態失效現象，以破片形式侵徹驗證靶板，均不滿足EFP的成型性要求。其中，89W飛片的侵徹結果為環狀陣列的近三角形破片坑，中心位置無作用痕跡；71W飛片的侵徹結果為多層環形陣列的圓形細小破片坑；35W飛片的侵徹結果為圍繞中心大破片坑散布的環狀破片坑，而中心大破片坑由3枚小破片共同形成。

圖3 受試飛片對驗證靶板侵徹結果照片Fig.3 Penetration results of flyer plate tests

從表2中列出的單個破片坑和破片散布區域的測量數據可以看出，89W破片尺寸基本一致，且破片散布區域最大；71W破片尺寸最小，破片散布區域略小；35W破片尺寸也基本一致，但破片散布區域最小。受試飛片失效形成的破片形貌并不一致，表明W含量不同的W-Ni合金，在軸向爆炸載荷作用下的成形性能和失效形式存在很大差異。

2 W-Ni合金成形性能及失效機理

2.1 成形性能分析

根據圖3和表2中受試飛片經爆炸驅動后對驗證靶板的侵徹結果，繪制了如圖4所示的受試飛片失效演化過程示意圖(圖中垂直紙面入射方向為軸向加載方向)。結合圖3、表2和圖4，對受試飛片的侵徹結果和失效演化過程進行具體分析。

表2 受試飛片對驗證靶板侵徹結果的數據統計Table 2 Perforation dimensions of flyer plates made of different materials

從圖3(a)和表2中89W飛片的侵徹結果來看，89W飛片破碎后的破片散布侵徹于靶板上，散布區域的中心位置無破片作用痕跡，破片坑呈三角形(邊長大約為7～9 mm)且唇緣均沿半徑向外翻卷。如圖4(a)所示，89W飛片在爆炸加載下發生了由圓心至邊緣的多裂紋徑向斷裂，并產生了棱角分明的三角形破片，三角形破片在爆轟產物的作用下向外翻轉并拋射，最終在靶板上形成了圖3(a)所示的散布破片坑。

從圖3(b)和表2中71W飛片的侵徹結果來看，71W飛片破碎后的破片基本均勻散布地侵徹于靶板上，且破片坑均呈直徑為2.5～3.5 mm的規則圓形。如圖4(b)所示，71W飛片在爆炸加載下發生了多裂紋的環向和徑向斷裂，從而形成了由細小破片組成的破片云，最終形成了圖3(b)所示的均勻散布小破片坑。

從圖3(c)和表2中35W飛片的侵徹結果來看，35W飛片破碎后的破片散布侵徹于靶板上，散布區域的中心位置存在最大的圓形破片坑，該破片坑由3枚小破片共同形成，在其外圍環繞著一圈明顯的圓形破片坑，這些破片坑直徑大約為5～11 mm。如圖4(c)所示，35W飛片在爆炸加載下同樣發生了多裂紋的環向和徑向斷裂，經環向斷裂分離為中心大破片和一層崩落環，崩落環發生徑向斷裂，形成多個大破片并向外飛散，同時中心大破片也會發生徑向斷裂，形成3個沿軸向運動的小破片，最終形成了圖3(c)所示的由多個大破片坑環繞著一個大破片坑的散布效果。

圖4 受試飛片失效演化過程示意圖(垂直紙面入射方向為軸向加載方向)Fig.4 Failure evolution process of the tested flyer plate (taking the incident direction perpendicular to the paper surface as the axial loading direction)

同時，進一步從表2中破片散布區域直徑可以看出，隨著W含量的降低，破片散布區域直徑逐漸減小，表明破片的徑向飛散距離逐漸減小。而徑向飛散位移與飛片破碎形成破片的時間早晚有密切關系，即在爆炸軸向加載過程中，飛片破碎形成破片的時間越早，破片越早獲得徑向加速度，從而在等軸向距離下破片的徑向飛散距離越大。對比可知，受試飛片的破碎時間排序應為：89W最早，71W略晚，而35W最晚。

根據前人研究結果，高比重W合金(W含量大于85%)的塑性隨應變率的增加而下降，在爆炸加載條件下呈現完全脆性斷裂。結合上述結果

對比分析可以判斷，在爆炸軸向加載下，89W飛片以脆性斷裂為主，在變形過程中最先發生多裂紋徑向斷裂，形成了具有徑向飛散距離的三角形大破片；71W飛片在破碎前發生了一定程度的軸向加載方向的塑性變形，進而出現了環向拉伸斷裂，與徑向斷裂共同作用形成了小破片，破碎時間略晚，破片徑向飛散距離小于89W的情況；35W飛片在破碎前發生了明顯的塑性變形，進而出現了環向拉伸斷裂，雖然有徑向斷裂共同作用，但因其用材具有較強的延展性，飛片破碎后形成的破片仍然較大且無明顯棱角，而破碎時間最晚，破片徑向飛散距離最小，中心3個小破片仍然能夠保持軸向運動并形成中心大破片坑。因此，在軸向爆炸載荷作用下，89W飛片成形性能最差；71W飛片成形性能略好于89W；35W成形性能最佳。

總之，在軸向爆炸載荷作用下，W-Ni合金的成形性能隨著W含量的降低得到改善，由脆性斷裂逐漸轉變為韌脆混合斷裂。

2.2 失效機理分析

對于固態金屬材料而言，微觀組織決定其宏觀性能。在相同的加載條件下，由于鎢含量不同，受試材料具有不同的微觀組織，導致其斷裂模式和失效機理并不相同。

W合金的斷裂模式包括基體撕裂、基體與W顆粒界面分離、W顆粒界面分離和W顆粒解理。由于晶格結構的差異，W相與基體相的變形行為并不同步，面心立方結構(FCC)的基體在軸向爆炸載荷作用的瞬間即開始變形，而體心立方結構(BCC)的W顆粒由于其較高的韌脆轉變溫度，塑性變形相對滯后。圖5為受試材料斷裂模式隨W含量變化的示意圖。

圖5 受試材料斷裂模式隨W含量變化示意圖Fig.5 Schematic diagram of fracture modes of W-Ni alloys with different W contents

對于W含量最高的89W，宏觀上飛片在受載瞬間即發生失效，裂紋由飛片中心擴展至邊緣，失效后的飛片形成扇形破片，呈現明顯的脆性斷裂，基本不發生塑性變形。其微觀機理在于，球面爆轟波作用于飛片中心，由于基體相含量過少，無法帶動W相共同變形，含量極高的W相直接承受載荷而發生W顆粒解理，由于W顆粒的連接度很高，解理裂紋對相鄰W顆粒造成極大的尖端應力場作用，進而由應力集中引發相鄰W顆粒解理的連鎖反應。

對于W含量略低的71W，宏觀上飛片在爆炸載荷的作用下發生塑性變形，隨后在速度梯度的拉伸作用下發生環向和徑向斷裂，呈現韌脆混合斷裂。其微觀機理在于，隨著合金中W含量的降低，W顆粒的連接度降低，基體相含量增加。受載瞬間基體相帶動鑲嵌于其中的W顆粒進行塑性變形，直至爆轟波完全掃過飛片，W相在沖擊溫升和變形溫升的共同作用下由脆轉韌，開始進行塑性變形。隨著變形的加劇，在W顆粒界面處形成位錯塞積，進而造成應力集中并產生微裂紋，導致W顆粒解理和界面分離。

對于W含量最低的35W，宏觀上飛片經歷了更大的塑性變形，逐漸趨向韌性斷裂。其微觀機理在于，基體相含量的進一步增加，提高了位錯運動對塑性變形的協調能力，減少了W顆粒界面分離的發生，但由于W相和基體相的性能差異，依舊存在變形不協調問題，在應變達到一定程度后，不同相界面處逐漸形成位錯塞積，導致基體相與W顆粒的界面分離。

在爆炸加載的高應變率(10～10s)條件下，隨著W含量的降低，W-Ni合金的斷裂模式由W顆粒解理的脆性斷裂逐漸轉變為界面分離的韌脆混合斷裂。雖然降低W含量可以有效改善W-Ni合金的成形性能，但由于W顆粒始終以第二相粒子形式分布于基體中，無法避免相界處位錯塞積的產生，進而由應力集中引發微裂紋形成并擴展，最終導致低W含量的W-Ni合金在大變形狀態下發生斷裂失效。

綜上所述，高密度合金難以形成完整侵徹體的原因歸結為多相材料不同相之間的性能差異。以W-Ni系合金為代表的高密度合金，絕大多數均為多相材料，而其微觀組織的多相特征決定了這些材料都無法避免由第二相存在而引發的位錯塞積問題。理論上，不存在第二相的高密度合金在爆炸載荷下的成形性能最佳，而單相組織可能是高密度合金作為EFP藥型罩候選材料的必要條件。

3 高密度合金罩材選取準則

依據第2節對于多相W-Ni合金在軸向爆炸載荷作用下的失效機理分析，推斷高密度合金需要具備單相組織，才可能滿足EFP成型性的基本要求。以此為基礎，結合對于傳統罩材能夠形成完整的侵徹體的原因進行歸納和總結，從而進一步明確高密度合金作為EFP候選罩材的組織和性能要求。

3.1 傳統罩材特性分析

傳統EFP藥型罩材料包括鋁(Al)、Fe、軟鋼、Ni、Cu、銀(Ag)、Ta和Ta合金。這些材料在軸向爆炸載荷作用下都能夠形成完整侵徹體，而它們所具備的共同特性，即為合金材料滿足EFP成型性要求的必要條件。

純金屬材料中，Al、Ni、Cu和Ag均為FCC結構金屬，具有較多的滑移系，且不存在低溫脆性問題；Fe和Ta作為BCC結構金屬，具有明顯的韌脆轉變溫度，但與W、Mo等高熔點金屬不同，二者的韌脆轉變溫度很低，在常溫下呈塑性。軟鋼和Ta合金作為極少數能夠形成EFP的合金材料，如10號鋼和Ta-2.5W合金，均為BCC結構的單相固溶體合金，分別以Fe和Ta作為溶劑金屬，繼承了溶劑金屬晶格結構，溶質金屬含量很低，同樣在常溫下呈塑性。

從晶體結構來看，傳統罩材中既有FCC結構金屬，也有BCC結構金屬，但BCC結構金屬的韌脆轉變溫度都很低；從微觀組織來看，傳統罩材中既有純金屬又有合金，但合金材料均為固溶體合金。綜上所述，傳統EFP藥型罩材料的共同特性在于：常溫下均呈塑性，且均為單相組織。

3.2 罩材選取準則探討

EFP的成型是由炸藥爆轟驅動藥型罩材料以10～10s的應變速率產生超過300%的真實應變，同時伴隨著沖擊變形作用下的極高溫升。

在爆炸加載前，藥型罩的初始溫度等同于EFP戰斗部服役環境溫度(-40～50 ℃)，需要考慮低溫環境對罩材韌脆性能的影響。對于BCC結構的傳統罩材，當環境溫度較低時，雖然位錯阻力隨溫度下降而增大，罩材會出現明顯的韌脆轉變現象，但其韌脆轉變溫度均低于EFP戰斗部服役的環境溫度(-40～50 ℃)，如Ta的韌脆轉變溫度為-269 ℃，則BCC結構的傳統罩材不會發生低溫韌脆轉變。對于FCC結構的傳統罩材，具有較大的位錯寬度，位錯阻力對初始溫度不敏感，不存在低溫脆性問題，位錯運動在受載瞬間即開始進行。因此，在服役環境溫度下，需要保證罩材的塑性。

在爆炸加載階段，藥型罩經歷爆轟波的沖擊作用溫度升高，傳統罩材在此狀態下進行翻轉、閉合和拉伸等極端塑性變形而不發生失效，是材料位錯運動順利進行的結果。無論FCC結構或BCC結構的傳統罩材，均為單一組織構成，沒有第二相粒子對位錯運動造成阻礙，消除了相界處由位錯塞積而產生的應力集中問題，極大地增強了位錯運動對塑性變形的協調能力，使得傳統罩材在較大的變形狀態下依舊能夠進行塑性變形。

理論上，在服役環境溫度下呈塑性，且具有單相組織的固溶體合金能夠滿足EFP的成型性要求。另外，由于BCC和部分密排六方金屬中位錯運動阻力對溫度變化非常敏感，為保證固溶體合金在服役環境溫度下呈塑性，需要注意溶劑金屬的晶體結構類型，若溶劑金屬為非FCC，則必須注意材料的韌脆轉變溫度。以W-Ni合金為例，W與Ni為有限互溶關系，在合適的組元配比和溫度條件下，W-Ni合金可以形成由γ相構成的單相固溶體合金。當W完全溶解于基體相，合金由多相復合材料轉變為FCC結構的Ni基固溶體合金。其中，FCC結構使合金避免了低溫脆性問題，而單相組織消除了W顆粒引起的位錯塞積問題。

基于上述分析，提出適用于EFP的高密度合金罩材選取準則：首先，合金應為完全固溶體的單相材料；其次，若溶劑金屬為非FCC，則須具備低于服役環境溫度的韌脆轉變溫度。

3.3 應用及驗證

應用3.2節罩材選取準則，選取了一種FCC結構的單相固溶體合金，密度達到11.1 g/cm，比Cu提高約25%，其名義成分(wt%)為37W-44Ni-19Co。

設計并加工了如圖6所示的平板飛片和等壁厚球缺藥型罩，對二者進行了爆炸加載成型和侵徹試驗，采用脈沖X光攝影系統拍攝了EFP成型形態。其中，平板飛片的結構尺寸及試驗條件與前文保持一致。EFP藥型罩采用等壁厚球缺結構，曲率半徑和壁厚分別為58.55 mm和2.5 mm，裝填長徑比為1的JH-2壓裝炸藥，密度1.71 g/cm，炸高為20倍裝藥直徑，起爆方式為裝藥末端中心點起爆。

圖6 單相W-Ni-Co合金平板飛片及等壁厚球缺藥型罩Fig.6 Flyer plate and liner made of a single-phase W-Ni-Co alloy

圖7為單相W-Ni-Co合金飛片的侵徹彈孔和回收沖塞及變形飛片照片。由圖7可以看出，驗證靶板上形成周壁光滑整齊的規則圓形彈孔，回收沖塞及變形飛片的形態完整，表明飛片以完整侵徹體的形式高速沖擊驗證靶板，在受載變形過程中未發生斷裂失效。因此，該合金具備作為EFP候選罩材的潛力。

圖7 單相W-Ni-Co合金飛片對驗證靶板侵徹結果Fig.7 Penetration result of a single-phase W-Ni-Co flyer plate on the target

圖8為單相W-Ni-Co合金EFP成型狀態的脈沖X光圖像和對驗證靶板的侵徹結果照片。由圖8可以看出，藥型罩在裝藥起爆200 μs時刻已完成翻轉變形，形成的EFP在20倍裝藥直徑的炸高下，對驗證靶板的侵徹結果呈現單一彈孔。表明藥型罩在受載、變形至侵徹的全過程中始終保持完整形態，未發生動態斷裂和破碎。因此，該合金滿足EFP成型性的要求。

圖8 單相W-Ni-Co合金EFP的成型狀態和侵徹結果Fig.8 Formation state and penetration result of the projectile from a single-phase W-Ni-Co liner

從爆炸加載成型和侵徹試驗結果來看，單相W-Ni-Co合金制備的平板飛片及等壁厚球缺藥型罩，在軸向爆炸載荷作用下，均能夠形成完整的侵徹體，無斷裂和破碎的動態失效現象出現，是一種合適的EFP候選罩材。表明FCC的固溶體合金與傳統藥型罩材料一樣，完全滿足EFP成型性的要求。證實了基于本文提出的罩材選取準則，能夠解決高密度合金的EFP應用問題。

4 結論

1)在爆炸加載條件下，受試W-Ni合金均不滿足EFP的成型性要求。隨W含量的降低，受試材料的成形性能得到改善，由脆性斷裂逐漸轉變為韌脆混合斷裂。

2)W-Ni合金難以形成完整侵徹體的原因歸結為多相材料不同相之間的性能差異。其微觀機制在于，W顆粒以第二相粒子形式分布于基體中，無法避免不同相界面處位錯塞積的產生，進而引發應力集中，促使微裂紋形成并擴展造成界面分離，最終導致材料在大變形下發生斷裂失效。

3)基于對多相W-Ni合金失效機理的分析，結合傳統罩材的共同特性，提出了EFP高密度合金罩材選取準則：合金應為完全固溶體的單相合金；若溶劑金屬為非面心立方結構，則須具備低于服役環境溫度的韌脆轉變溫度。

4)應用上述準則選取了一種FCC的單相固溶體合金，設計加工了平板飛片和球缺藥型罩，并進行了爆炸加載成型及侵徹試驗。結果表明該合金能夠形成完整侵徹體，滿足EFP的成型性要求。證實了基于該準則進行藥型罩材料選取，能夠解決高密度合金的EFP應用問題。