粉末药型罩具有工艺简单、成分配比灵活、生产效率高等优点，而且可以很大程度地避免杵堵现象^[1]，因此，带有粉末药型罩的聚能装药被广泛地应用于民用领域，尤其是石油开采。镍铝（Ni-Al）含能结构材料是一类相对较新的多功能反应性复合材料，具有良好的力学性能和能量释放特性^[2]。由含能结构材料制成的反应药型罩不仅具有传统药型罩（一般是铜药型罩）的动能侵彻作用，同时还可以发生剧烈的化学反应并释放大量的冲击能量，以提高聚能战斗部的综合毁伤效果。因此，Ni-Al体系含能结构材料药型罩具有很好的应用前景，然而目前对Ni-Al体系反应射流的毁伤效应研究较少。

影响反应金属材料药型罩侵彻过程的因素包括冲击压缩特性、冲击诱导化学反应、冲击温升、释能特性以及射流与目标靶之间的相互作用等。Guo等^[3]研究了Al/PTFE反应药型罩聚能射流的侵彻性能，实验结果表明，与传统金属射流相比，其孔径较大，侵彻深度也有所增加。但Al-PTFE复合材料的低密度和低强度严重限制了其应用。添加一定比例的金属材料或改变药型罩的配方能够增加活性Ni-Al金属体系药型罩的后效作用能力，增大穿孔孔径^[4-5]。聚能射流侵彻作用下靶板的宏观特征和微观组织结构特性都会发生显著变化。聚能射流高速撞击靶板后可以产生极高的压力和热量，靶板孔壁周围组织发生严重的塑性变形，应变率达到10⁴～10⁶ s⁻¹，在靶板孔壁周围形成一个高温、高压、高应变率区域^[6]。在高应变率载荷下随着塑性变形的发展，材料局部温度急剧升高，当克服应变硬化或应变率硬化，局部温升导致的热软化效应是影响靶板微观组织演化的关键因素^[7-8]。在高应变率荷载下，钢、钛和钛合金、铝合金及镁合金等金属材料容易发生微观组织演变^[9]。与大多数金属材料相比，钢具有很高的强度和硬度、较高的延展性、出色的承载能力，价格较低，常用于民用和军用防护等方面^[10]。尹志新等^[11]研究了超高强度钢靶板在聚能射流穿甲后的损伤特征，发现靶板孔壁微观组织发生显著变化。

本研究采用模压法制造致密度较高的Cu-Ni-Al和Cu药型罩，通过侵彻实验，研究Cu-Ni-Al反应药型罩和Cu传统药型罩的宏观侵彻性能以及侵彻后钢靶的微观组织特征，由此进一步分析微观组织特征变化对射流宏观侵彻现象的影响，以期为研究聚能装药战斗部的毁伤效应提供可靠的依据。

1.   实验材料和方法

选用规则形的镍粉、铝粉和铜粉作为原料制备30Cu-35Ni-35Al（Cu-Ni-Al，Cu、Ni和Al的质量分数分别为30%、35%和35%）和Cu药型罩（Shaped charge liner, SCL）。粉末原料属性如表1所示。

表  1  粉末属性

Table  1.  Properties of powders

Material	Theoretical density/(g·cm−3)	Shape	Granularity/$ {\text{μ}}{\rm{m}}$	Purity/%
Nickel	8.90	Thorny rounded	2−6	99.9
Aluminum	2.70	Rounded	6−15	99.9
Copper	8.96	Rounded	20−50	99.9

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采用粉末冶金法制备药型罩。成型药型罩见图1。药型罩为圆锥形，锥角为47°。采用阿基米德排水法测得粉末药型罩的真实密度${\;\rho }\rm_{AMD}$，理论密度${\;\rho }\rm_{TMD}$=${1}/\left({{W}_{1}/{\rho }_{1}+{W}_{2}/{\rho }_{2}+\dots +{W}_{n}/{\rho }_{n}}\right)$，其中$ {W}_{1} $、$ {W}_{2} $、$ {W}_{n} $为组分的质量分数，$ {\;\rho }_{1} $、$ {\;\rho }_{2} $、$ {\;\rho }_{n} $为组分的理论密度。药型罩孔隙率$ \varphi=(1-\rho{_{\rm {AMD}}}/\rho{_{\rm {TMD}}})\times100 $%。药型罩的相关参数如表2所示。

图  1  粉末药型罩：（a）Cu-Ni-Al药型罩，（b）Cu药型罩

Figure  1.  Powder shaped charge liner: (a) Cu-Ni-Al SCL, (b) Cu SCL

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表  2  药型罩的相关参数

Table  2.  Parameters of SCLs

SCL	Number	Mass ratio	Mass/g	ρAMD/(g·cm−3)	Height/mm	Thickness/mm	Dimension sizes/mm	Porosity/%
Cu-Ni-Al	A-1	30∶35∶35	27.11	4.77	46.90	1.73	0.03	3.44
	A-2	30∶35∶35	27.37	4.74	46.98	1.75	0.02	4.05
	A-3	30∶35∶35	27.72	4.76	47.02	1.75	0.04	3.64
Cu	B-1		49.92	8.35	46.87	1.74	0.02	6.81
	B-2		50.00	8.36	46.98	1.75	0.04	6.70
	B-3		50.01	8.33	46.95	1.78	0.01	7.03

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聚能装药采用8701炸药，装药量为38 g，压制压力为10 MPa，外壳材料为钢，装药直径与药型罩直径均为44 mm。采用电雷管对聚能装药起爆，炸高60 mm，靶板材料为45钢。45钢的化学成分见表3。为了保证实验数据的可靠性，每种药型罩进行3组侵彻实验。图2为含有药型罩的聚能装药结构。

表  3  45钢的化学成分及含量

Table  3.  Chemical composition and content of 45 steel %　

C	Si	Mn	Cr	Ni	Cu	P	S
0.42−0.50	0.17−0.37	0.50−0.80	≤0.25	≤0.30	≤0.25	≤0.035	≤0.035

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图  2  聚能装药结构

Figure  2.  Shaped charge device

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侵彻实验现场布置如图3所示。实验后回收45钢靶。采用线切割沿钢靶弹道穿孔中心线进行纵向切割，然后切取靶板头部（靶板入口）和尾部区域，再对试样进行打磨抛光，最后用4%硝酸酒精溶液进行腐蚀。为了分析孔壁周围区域的微观组织特征，采用光学显微镜（OM，Axio Lab，A1）、扫描电子显微镜（SEM）及能量色散光谱仪（EDS, 牛津仪器X-MaxN）对处理过的样品进行观测。利用Vickers硬度测量系统（JMHVS-1000AT）在0.98 N载荷下对钢靶的微观组织进行显微硬度测量，保荷时间为15 s。

图  3  侵彻实验布置

Figure  3.  Penetration experimental arrangement

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2.   实验结果

Cu-Ni-Al和Cu射流侵彻后钢靶的宏观特征如图4所示。靶板孔洞为典型的喇叭形。弹坑孔壁清洁无杵体。Cu-Ni-Al孔壁表面相对粗糙，平均侵彻深度约为117.7 mm。Cu的平均侵彻深度约为176.5 mm，远高于Cu-Ni-Al。而Cu-Ni-Al的平均入口直径约为22.2 mm，比Cu提高约33.3%。两种药型罩的侵彻深度和入口孔径列于表4。

图  4  两种射流侵彻后钢靶的宏观特征：（a）Cu-Ni-Al，（b）Cu

Figure  4.  Macroscopic features of steel targets penetrated by (a) Cu-Ni-Al and (b) Cu jet

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表  4  两种药型罩的侵彻参数

Table  4.  Penetration parameters of two different SCLs

SCL	Number	Penetration depth/mm	Average penetration depth/mm	Crater entrance diameter/mm	Average crater entrance diameter/mm
Cu-Ni-Al	A-1	114.5		23.0
	A-2	118.0	117.7	21.5	22.2
	A-3	120.5		22.0
Cu	B-1	181.0		14.5
	B-2	175.0	176.5	15.0	14.8
	B-3	173.5		15.0

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图5和图6为Cu-Ni-Al和Cu射流侵彻后钢靶孔壁头部和尾部区域的OM图像。可以看出：残余射流附着在孔壁上；靶板中形成了不同的区域，即残余射流区、白色区、变形区和基体组织。Cu-Ni-Al射流侵彻后钢靶孔壁形成了良好的白色带，且尾部白色带的平均厚度大于头部。Cu射流侵彻后钢靶孔壁头部白色带数量极少，只在射流反向冲刷区域有些许白色带，距离孔壁1.5～2.0 mm区域内形成微裂纹，但孔壁尾部形成了良好的白色带。表5汇总了不同药型罩侵彻钢靶后各影响区域的厚度参数，可见：头部变形区的厚度大于尾部；在相同位置，孔壁白色区越厚，变形区的厚度越小；头部残余射流区的厚度小于尾部。

图  5  Cu-Ni-Al射流侵彻钢靶孔壁的OM图像：（a）孔壁头部区域，（b）孔壁尾部区域

Figure  5.  OM images of the crater wall of steel targets penetrated by Cu-Ni-Al jet: (a) the head of the crater wall, (b) the tail of the crater wall

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图  6  Cu射流侵彻钢靶孔壁的OM图像：（a）孔壁头部区域，（b）孔壁头部射流冲刷区，（c）孔壁尾部区域

Figure  6.  OM image of the crater wall of targets penetrated by Cu jet: (a) the head of the crater wall, (b) the scouring area of the jet in the head of the crater wall, (c) the tail of the crater wall

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表  5  两种药型罩侵彻钢靶后各影响区域的厚度参数

Table  5.  Thickness parameters of the affected zones in steel targets penetrated by two different SCLs

SCL	Part of targets	Thickness/μm
		Residual jet zone	“White” zone	Deformation zone	Total affected zone
Cu-Ni-Al	Head	10−110	80−150	110−260	200−520
	Tail	40−170	130−410	50−190	220−770
Cu	Head	10−30	0−5	400−600	410−635
	Tail	40−70	120−180	150−210	310−460

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图7和图8为Cu-Ni-Al和Cu射流侵彻后钢靶孔壁尾部区域SEM/EDS点扫和线扫分析结果，其中w_t为质量分数，a_t为摩尔分数。白色区的成分与45钢靶原始成分有所不同。Cu-Ni-Al残余射流区有Fe元素，而Cu残余射流区几乎没有Fe元素。

图  7  两种射流孔壁尾部SEM/EDS点扫结果：（a）Cu-Ni-Al，（b）Cu

Figure  7.  SEM/EDS point scanning results in the tail of the crater wall of two jets: (a) Cu-Ni-Al, (b) Cu

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图  8  两种射流孔壁尾部SEM/EDS线扫结果：（a） Cu-Ni-Al, （b） Cu

Figure  8.  SEM/EDS line scanning results in the tail of the crater wall of two jets: (a) Cu-Ni-Al，(b) Cu

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图9为两种射流侵彻作用下钢靶孔壁头部和尾部区域的维氏显微硬度（H_v）测量结果。两种射流侵彻后靶板孔壁硬度变化趋势差别不大。白色区的显微硬度明显高于周围其他组织。白色区硬度值分散度较大，中间区域的硬度高于边界组织。两种射流尾部白色区的平均硬度值均高于头部。Cu-Ni-Al尾部白色区的平均硬度值比Cu高约95 MPa，Cu-Ni-Al头部白色区的平均硬度值比Cu低28 MPa。两种射流头部变形区的硬度值均高于尾部。除Cu-Ni-Al尾部变形区外，其他变形区的硬度值均高于基体。靶板基体的显微硬度值约为255 MPa。

图  9  Cu-Ni-Al和Cu射流侵彻钢靶孔壁的维氏显微硬度

Figure  9.  Vickers microhardness of the crater wall of steel targets penetrated by Cu-Ni-Al and Cu jets

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3.   讨　论

利用不同粒度Cu、Ni、Al混合粉末制备的药型罩具有较高的致密度，避免了因药型罩压垮使含能材料提前反应，从而显著影响侵彻效果。反应射流不会在射流形成时完全反应，而是存在一定的弛豫时间，这在一定程度上决定了反应射流的穿深^{[3, 12]}。在线性速度杆侵彻模型中，Lambert^[13]对射流的能量密度进行了计算。射流的能量密度公式为

式中：$ {m}_{0} $为射流的初始质量，${\;\rho }_{\rm j}$、${\;\rho }_{\rm t}$分别为射流和靶板的密度，P为侵彻深度，$ {v}_{\rm j0} $和$ {v}_{\rm r} $分别为射流头部和尾部的速度，$ {z}_{0} $为虚拟原点到靶板的距离。

由式(1)可知，材料密度比是影响射流能量密度和侵彻深度的重要因素。对于同一靶板，低密度材料在侵彻初始阶段单位侵彻深度下的能量沉积越多，侵深越低；而高密度材料可以使更多的能量进入靶板，提高侵深。在射流侵彻过程中，射流与靶板之间的相互作用也是影响其侵彻性能的重要因素^[14]。在射流侵彻过程中Cu相在射流与靶板接触面之间起润滑作用，使Cu射流容易穿透靶材^[15]。从图4中可以看出，Cu-Ni-Al射流弹道孔壁较粗糙，另外根据SEM/EDS分析结果可知高温还可以使Al与Ni或Fe发生原位反应生成金属间化合物，使Cu-Ni-Al射流与靶材之间发生剧烈的相互作用，阻碍了射流的侵彻，并导致射流能量的严重横向耗散^[16]。因此，具有较低密度的Cu-Ni-Al射流的平均侵彻深度低于Cu射流，但其平均入口孔径明显高于Cu射流。

采用规则形（球形或类球形）金属粉末材料制成的药型罩不易产生杵体，避免了因杵体堵塞接触对孔壁的额外热影响，能够较好地对整个孔壁的微观组织进行分析。应力波和聚能射流导致的过度加热会引起钢靶板微观组织结构发生显著变化^[17]。聚能射流将应力波传入靶板，由于孔壁受到的冲击压缩和靶板本身的塑性应变最大，靶板孔壁组织在塑性变形温升和高温射流的共同作用下将达到很高的温度。高温足以使钢靶组织超过相变点甚至熔化，但该区域相对于整个靶板极薄，其迅速被周围环境冷却，类似于淬火过程，因此发生马氏体相变。因为冷却速率太高，造成奥氏体不能完全转化为马氏体，所以该区域的微观组织结构是马氏体和奥氏体的混合相，即白色区。

有人认为白色区为不完整的绝热剪切带，白色区的另外一半在侵彻过程中被聚能射流冲刷掉了^[11]。在聚能射流侵彻过程中，由于射流速度和相应的应力、应变状态的变化，在靶板孔壁存在着不同程度的应力波响应。在金属塑性变形过程中绝热剪切带的厚度与应变、应变率和温度有关^[9]。如图5和图6所示，相对于Cu，Cu-Ni-Al射流形成的白色区厚度较大，这是因为Ni-Al反应释放大量的热量。在应变率较高时，应变会随应变率的增加而增大。对同种靶板来说，高应变率和大应变会降低白色带的厚度。在射流侵彻初始阶段，应变和应变率对白色区厚度的影响更大。因此，两种射流孔壁头部白色区均较薄。Cu头部孔道内壁没有白色带，只有个别两侧冲刷区域有些许白色带，但由于强烈的剪切作用，在距离孔壁1.5～2.0 mm区域形成微裂纹。在W射流中也发现了白色带，而W-Cu则很少发现，体现了Cu的特殊性^[15]。这也预示着，当应变和应变率足够大而温度较低时，无白色带形成，即白色带的形成存在一个阈值。Cu-Ni-Al射流与钢靶之间的强烈相互作用使其残余射流区的厚度大于Cu。在相同位置，白色区越厚，变形区越薄，表明孔壁白色区具有吸收能量的作用，或者说白色区的形成是靶板材料释能的一种表现形式。

射流产生的应力波会对靶材产生强化作用，距离孔壁越近，靶板硬度越高。孔壁白色区发生马氏体相变，马氏体转变时的晶格缺陷阻碍位错运动，从而使马氏体强化，因此白色区具有最高的显微硬度。在侵彻完成后，由于残余射流的额外热导致尾部白色区马氏体相的比例增加，所以两种射流尾部白色区的平均硬度值均高于头部，如图9所示。又因为Ni-Al反应释放大量的热量使Cu-Ni-Al射流温度较高，所以其尾部白色区的平均硬度值高于Cu射流。靠近孔壁处的靶板组织还可能因为温升而发生热软化^[18]，高温使位错攀移容易实现，材料应力下降，导致Cu-Ni-Al头部白色区的平均硬度值低于Cu。Ni-Al反应生成金属间化合物，所以Cu-Ni-Al残余射流的显微硬度高于Cu。变形区属于应变硬化或应变率硬化阶段，头部变形区受到应变和应变率的影响较大，所以其平均硬度值高于尾部。应力下降使Cu-Ni-Al尾部变形区的硬度低于基体组织。

由上述分析可知，Cu-Ni-Al残余射流区中镍铝金属间化合物的形成会阻碍射流的侵彻。同时，白色区的厚度和硬度变化也会影响射流的侵深。孔壁白色区的厚度和硬度值越大，射流越难穿透靶板。

4.   结　论

研究了Cu-Ni-Al和Cu聚能射流侵彻作用下45钢靶的宏观特性和微观组织特征，并分析了它们之间的关系，得到以下结论。

（1）两种射流侵彻后，钢靶组织均存在残余射流区、白色区、变形区和基体，但各区域因受应变、应变率和温升的影响而存在显著差异。

（2）孔壁白色区的微观组织是奥氏体和马氏体的混合物，其平均硬度高于周围组织。射流侵彻过程中的应力波和靶板本身的塑性应变使孔壁组织发生硬化，镍铝之间的放热反应也会使白色区的硬度发生显著变化。

（3）在侵彻过程中，Cu-Ni-Al射流生成镍铝金属间化合物，且钢靶孔壁白色区发生马氏体相变，这两种硬相严重阻碍了Cu-Ni-Al射流的侵彻，导致射流能量严重横向耗散。因此，具有较低密度的Cu-Ni-Al反应射流的平均侵彻深度低于Cu射流，但其平均入口孔径比Cu射流提高了33.3%。

为了获得不同的侵彻效果，可以选择不同的药型罩材料来穿透目标靶，还可以通过改变Cu-Ni-Al药型罩材料的配比、提高材料密度来降低射流与靶板之间的相互作用，以提高其综合毁伤效果。