陳小偉，李繼承，張方舉，陳 剛

(中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽621900)

塊體金屬玻璃是合金液體深度過冷到玻璃轉(zhuǎn)變溫度時結構突然凍結而形成的非晶態(tài)合金材料。金屬玻璃材料在微觀上接近無序的密排堆積，長程無序、短程有序，不存在位錯、晶界等缺陷，因而具有優(yōu)異的力學、物理和化學性能。轉(zhuǎn)變溫度以下及高應力或高應變率條件下變形時，極易發(fā)生局域剪切帶，具有類似貧鈾合金的高剪切敏感性和剪切自銳現(xiàn)象。因此金屬玻璃有可能應用于新型穿甲彈芯，彈體撞擊靶板時，其前端不像鎢合金彈體在侵徹/穿甲過程中鈍化為蘑菇頭形狀，而是始終保持尖銳繼續(xù)貫穿靶板，從而侵徹阻力不會顯著增加，有利于提高侵徹/穿甲深度。

動能彈要求彈材具有高密度，盡管金屬玻璃具有良好的剪切自銳特性，然而其密度僅約6 g/cm3，作為動能彈材料密度過低。此外，金屬玻璃幾乎無宏觀塑性，這也制約了它在動能彈領域的應用。因此，金屬玻璃復合材料得到了迅速發(fā)展，鑒于晶體材料中位錯受第二相阻力而增殖的原理，在金屬玻璃中引入第二相，可誘發(fā)多剪切帶的產(chǎn)生和滑移，既保證相應復合材料具有高強度、高硬度以及剪切自銳等特性，又降低了整體脆性，并顯著增加材料密度。

鎢材料具有密度和強度高、韌性良好等特點，在針對動能彈應用的金屬玻璃復合材料領域得到了普遍應用，對它的研究涵蓋了材料加工制備、實驗、理論分析以及數(shù)值模擬等。R.D.Conner 等［1］和H.Choi-Yim 等［2］直接開展了鎢纖維增強金屬玻璃復合材料彈體的高速侵徹實驗，以研究其在高應變率條件下的力學特性;文獻［3-5］中開展了相應侵徹實驗研究，文獻［6-7］中還進一步研究了在正/斜侵徹、穿甲等狀態(tài)下復合材料彈體的變形和破壞特征。

本文中，利用H25 火炮開展鎢纖維增強金屬玻璃復合材料彈撞擊鋼靶的穿甲實驗，對其自銳穿甲的形貌進行細觀金相分析，對材料失效模式進行較系統(tǒng)的識別和分類。

1 復合材料靜動態(tài)力學性能

采用Instron1196 材料試驗機和SHPB 實驗系統(tǒng)分別開展了鎢纖維增強鋯基金屬玻璃復合材料的準靜態(tài)壓縮和動態(tài)壓縮實驗，得到其靜動態(tài)力學性能。

準靜態(tài)實驗加載速率為0.2 mm/min，相應的應變率為8.3×10－4s－1。實驗所得應力應變曲線如圖1(a)所示，流動應力約2.2 GPa。回收試件側面發(fā)現(xiàn)縱向貫穿裂紋，如圖1(b)所示。SHPB 實驗撞擊速度范圍11.7 ～16.7 m/s。圖2 為12.3 m/s 加載速率下的SHPB 實驗波形和動態(tài)應力應變曲線;圖3 為不同加載速率下SHPB 實驗后的試件，可看到明顯的開裂或破壞。

分析圖1 ～3 發(fā)現(xiàn):復合材料具有一定的應變率效應，平均應變率為740 s－1時，材料流動應力比靜態(tài)提高約30%;材料在靜動態(tài)加載時的塑性流動段無明顯強化效應;SHPB 實驗中試件的宏觀破壞形態(tài)為軸向劈裂，但細觀觀測發(fā)現(xiàn)破壞包括鎢纖維與基體的分離、鎢纖維本身的開裂和斷裂等(見圖4)。

圖1 準靜態(tài)壓縮結果Fig.1 Experimental results of quasi-static compression

圖2 SHPB 實驗波形和動態(tài)應力應變曲線Fig.2 Strain waves of SHPB corresponding dynamic stress-strain curve

圖3 不同加載速率下SHPB 實驗后的試件變形和破壞形貌Fig.3 Final deformation and fracture of specimens under different loading rates

圖4 SHPB 實驗后的材料試件鎢纖維的開裂和斷裂Fig.4 Splitting and fracture of tungsten fibers in the specimen after SHPB experiment

2 穿甲實驗

2.1 實驗裝置和原理

利用?25 mm 的H25 彈道滑膛炮開展針對45 鋼靶的鎢纖維增強鋯基金屬玻璃復合材料彈體高速自銳穿甲實驗，一共5 發(fā)，速度范圍550 ～899 m/s。彈體為柱形長桿彈，直徑7.5 mm，總長50 mm，頭部為半球頭形狀;彈材中增強鎢纖維的體積分數(shù)為80%，彈體密度高達17 g/cm3左右，與鎢合金彈體密度(17.45 g/cm3)接近。

由于復合材料彈體直徑遠小于H25 滑膛火炮口徑，需借助彈托進行次口徑發(fā)射。在H25 滑膛火炮基礎上發(fā)展了一套相對較大口徑火炮發(fā)射較小彈徑子彈的次口徑實驗技術［8］，如圖5 所示。基本方法是:通過設計絕緣膠木彈托、子彈尾端膠粘膠木圓柱以及設置前后阻擋板，從而解決發(fā)射過程中彈丸與彈托的分離和子彈著靶姿態(tài)的穩(wěn)定性等問題。

圖5 高速穿甲的次口徑實驗技術Fig.5 Experimental technique of sub-caliber penetration

膠木彈托質(zhì)量較小，且彈托材料同彈體材料差異較大，易在飛行中同彈體自然分離，且在經(jīng)過前后擋板時容易破碎從而不影響最終實驗結果，彈托結構如圖5(a)所示。彈托外徑與炮膛口徑相同，內(nèi)徑與彈徑相同。彈托內(nèi)孔底部位置鉆有一個小孔，可防止彈體與彈托分離時生成負壓，負壓不利于兩者的分離。彈體尾端膠粘等直徑膠木圓柱以使其整體質(zhì)心靠前，可改善彈體飛行氣動特性，使彈丸飛行和著靶姿態(tài)良好。膠木圓柱長15 mm，質(zhì)量0.8 g 左右，遠小于彈體質(zhì)量(約7.5 g)。

圖5(b)為前擋板和安裝靶板的靶架前視圖。前擋板與彈道軌跡垂直，設計為開孔鋼靶并同靶架分離，用于阻擋與子彈分離后的膠木彈托，而子彈可保持原有彈道姿態(tài)，繼續(xù)穿孔并撞擊靶板。前擋板開孔最小孔徑大于彈徑而小于彈托直徑，本實驗中設計為長方形開孔，尺寸為20 mm×60 mm。靶架為固定于鋼板底座的兩個圓形鋼框，通過筋框設計來保證其結構剛度。固定靶板的靶框通過兩圓形鋼框上不同位置的螺栓連接來改變靶板姿態(tài)，根據(jù)需要可方便地進行正/斜撞擊。靶框兩側安裝有后擋板和靶板，后擋板厚20 mm，通過螺栓與靶框連接，板中開有直徑16 mm 的小孔，可阻擋隨進的膠木彈托碎塊以避免對薄靶板發(fā)生作用。靶板與靶框也是通過螺栓連接，但兩者之間留有14 mm 間隙，以利于高速攝影相機拍攝彈體著靶姿態(tài)。

圖5(c)為實驗過程中的高速攝影圖像，從圖中可發(fā)現(xiàn)彈體飛行姿態(tài)良好，未發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在著靶前已同彈托完全自然分離。

2.2 實驗結果的宏觀和細觀觀察

實驗后的靶板如圖6 所示，每發(fā)實驗均有明顯的2 個彈坑，其中較大且淺的彈坑為子彈尾端膠粘的膠木圓柱尾隨子彈穿過擋板后撞擊靶板所形成，但未影響到彈體的正常撞擊。除第4 發(fā)(v=899 m/s)的彈坑附近分布有因彈托和鎢纖維破碎物撞擊靶板而形成的小彈坑痕跡外，其余4 發(fā)實驗彈坑周圍都較光滑，表明前后擋板確可阻擋彈托。另外，較低撞擊速度(v=550，733 m/s)下彈體未能形成有效侵徹，發(fā)生了跳飛;而較高速度(v=764，874 和899 m/s)下，彈體有效侵徹靶板。

圖7 分別給出v=874，764 m/s 工況下的彈坑縱剖面宏觀形貌。觀察彈靶變形和破壞情況可發(fā)現(xiàn)，殘余復合材料彈體頭部直徑無明顯增大。其中，v=874 m/s 條件下彈體已完全侵蝕，無法觀察到原來的鎢纖維分布結構，觀察彈體殘留物發(fā)現(xiàn)有從彈道側面逆向噴濺流動的痕跡;對于v=764 m/s 情形，則可看到彈體的侵蝕變形及未變形部分，同樣也可觀察到從彈道側面逆向流動的痕跡。因此，以下分析將主要針對v=764 m/s 工況，討論高速侵徹條件下彈材的破壞，圖7(b)中截面mn 表示所分析橫剖面的切割位置，而區(qū)域A、B 和C 則為所分析縱剖面的相應觀察位置。

圖6 不同速度子彈撞擊后的45 鋼靶Fig.6 45 steel target after penetration with different impact velocities

圖7 彈體有效侵徹的45 鋼靶縱剖面宏觀形貌Fig.7 Macroscopical longitudinal section of 45 steel target after penetration

觀察圖7(b)還可發(fā)現(xiàn)，復合材料彈體侵徹鋼靶后，其頭部發(fā)生明顯變形，初始的半球頭彈體因為侵蝕變?yōu)榧忸^構形，即發(fā)生自銳。靶板內(nèi)彈孔直徑大小基本不變，但侵徹孔洞變得粗糙，留有高溫熔化、摩擦和質(zhì)量消耗等痕跡。此外，彈體由于頭部發(fā)生銳化，導致作用于頭部的靶板阻力不對稱，從而發(fā)生一定彈道偏轉(zhuǎn)。初步觀察可發(fā)現(xiàn)彈頭侵蝕部位的鎢纖維分別沿著與彈軸成約60°角方向在兩邊發(fā)生剪切和彎曲，隨后纖維脫落。兩個剪切面間形成一個尖頭，具有使彈頭銳化的趨勢。另外，破碎的鎢纖維粘附于靶體內(nèi)的彈孔側壁中，并呈逆向流動趨勢。

圖8 實驗前鎢纖維增強鋯基金屬玻璃復合材料的橫/縱剖面Fig.8 Metallographic graphs of transverse and longitudinal sections of initial composite material penetrator

圖8 為實驗前復合材料彈體橫/縱剖面的金相圖?？梢钥吹?，橫剖面上鎢纖維有序而緊致地排列，并與金屬玻璃基體緊密結合，纖維端面呈標準圓形;縱剖面上鎢纖維排列方向與彈軸方向一致，呈細長橢圓形，這是由于縱剖面與彈軸呈一定夾角所致。對應地，圖9 給出了v=764 m/s 工況下侵徹彈體頭部(圖7(b))左側縱截面的金相分析圖?？砂l(fā)現(xiàn)，復合材料彈體的變形和破壞主要發(fā)生于頭部邊緣層及其周圍小范圍區(qū)域內(nèi)，呈局域化特點。未發(fā)生侵蝕變形的區(qū)域內(nèi)，鎢纖維無明顯塑性變形，且排列方向仍同彈體縱軸平行;基體材料也未發(fā)生明顯的損傷或破壞。這表明該區(qū)域內(nèi)鎢纖維和基體結構均與其初始狀態(tài)相一致。靶板侵徹孔洞內(nèi)留有重新凝固后的熔融金屬玻璃基體和鎢纖維，在頭部堆積并呈向兩側流動的趨勢，且鎢纖維分布無序?？赏茢鄰楏w在高速沖擊過程中產(chǎn)生了大量的熱，致使金屬玻璃基體軟化甚至發(fā)生熔化。尚未侵蝕的彈體頭部則顯得輪廓分明并帶一定銳角，且鎢纖維排列方向一致，表現(xiàn)出顯著的自銳特征;再者，觀察未侵蝕的彈體還可發(fā)現(xiàn)彈材的劈裂現(xiàn)象。此外，彈體中已侵蝕部分與尚未侵蝕的彈體頭部存在顯著的分離區(qū)間。

圖9 穿甲實驗后的彈體縱剖面左側金相圖Fig.9 Metallographic graphs of left longitudinal section of penetrator after penetration

3 侵徹彈體頭部的金相分析

下面分別針對侵徹彈體頭部開展橫/縱剖面金相分析，以期識別鎢纖維增強鋯基金屬玻璃復合材料彈體自銳剪切失效的模式。所選取的分析區(qū)域及其相關說明如圖(7(b))所示。

3.1 橫剖面

通過與實驗前彈體結構橫剖面(圖8(a))的比較分析，可知彈體材料至少有4 種失效和破壞模式:模式1:穿鎢纖維內(nèi)部的剪切斷裂。如圖10(a)所示，剪切斷裂僅發(fā)生在一排鎢纖維內(nèi)，局部有鎢纖維熔化并且滑移錯位，而周圍鎢纖維形狀及其排列完好如初，失效和破壞局域化非常明顯。這是典型的絕熱剪切現(xiàn)象。模式2:穿鎢纖維的脆性斷裂。如圖10(b)所示，脆性斷裂在一排鎢纖維內(nèi)穿心而過，并伴有鎢纖維殘渣，但纖維無明顯的塑性變形，劈裂后的纖維仍呈圓缺形，周圍纖維形狀及其排列也完好如初。這是彈材同靶體高速撞擊導致的刮蹭。模式3:金屬玻璃基體的剪切破壞。如圖10(c)所示，剪切破壞發(fā)生于鎢纖維間的金屬玻璃基體中，并導致鎢纖維呈現(xiàn)一定方向的熱塑性變形和流動，基體與鎢纖維發(fā)生局部分離，變形和破壞的局域化也比較明顯。模式4:鎢纖維和金屬玻璃基體的熔融破壞。如圖10(d)所示，彈體在高速沖擊過程中產(chǎn)生了大量的熱，致使鎢纖維和金屬玻璃基體發(fā)生軟化甚至熔化。

上述4 種模式中，除模式2，即穿鎢纖維的脆性斷裂之外，其余3 種均同局部的絕熱升溫有關。因此可認為，溫度是導致鎢纖維增強金屬玻璃復合材料在高速撞擊條件下發(fā)生破壞的主要原因之一。

3.2 縱剖面

對彈體頭部縱剖面的金相分析可清晰觀察到自銳剪切現(xiàn)象，如圖11 所示。鎢纖維在頭尖部折斷鈍粗，在頭尖部兩側剪切折斷，并順60°夾角向兩側變形。彈體頭部銳化為尖頭構形，且兩側斷面比較對稱。彈頭未侵蝕部分鎢纖維排列整齊，且與彈軸方向平行，同時也未發(fā)現(xiàn)基體材料明顯的損傷或破壞，表明該區(qū)域內(nèi)鎢纖維和基體結構均相對于其初始狀態(tài)變化不大。此外，彈頭前堆積的彈體侵蝕部分同彈頭未侵蝕部分之間存在明顯分離。侵蝕部分鎢纖維排列零亂，顯示為不同大小的橢圓形狀，方向不再與彈體軸向平行，說明該部分的鎢纖維在侵徹過程中產(chǎn)生了橫向彎曲;另外，該部分金屬玻璃基體材料已發(fā)生熔融，不再與鎢纖維緊密粘連。圖11 還表明，斷裂的鎢纖維以及破碎的基體在高速沖擊和摩擦作用下不斷從彈體頭部脫離。

圖10 材料自銳剪切失效的4 種模式Fig.10 Four modes of self-sharpening shear failure

圖11 彈體頭部縱剖面金相分析Fig.11 Metallographic graph of the longitudinal section of penetrator nose after penetration

以下將進一步對彈體在高速撞擊(高率)下的剪切變形進行分析，并討論其關聯(lián)性。圖12(a)～(b)再現(xiàn)了鎢纖維的剪切斷裂和脆性劈裂破壞模式，而圖12(c)則顯示了鎢纖維的彎折屈曲變形。圖12(a)中，剪切變形局域化非常顯著且向彈頭銳化方向流動;圖12(b)中，部分鎢纖維發(fā)生劈裂破壞，裂紋主要沿鎢纖維傳播，相應的變形和破壞特性與靜動態(tài)材料性能實驗中所觀察到情形(圖1(b)和圖3)相似，且鎢纖維無顯著的塑性變形;圖12(c)給出了典型的鎢纖維彎折屈曲現(xiàn)象，且方向性完全一致。由于基體材料已發(fā)生熔融，鎢纖維已完全孤立脫落，變形局域化非常明顯，呈現(xiàn)顯著的塑性鉸特點。

圖12 彈體頭部鎢纖維的破壞失效模式Fig.12 Failure modes of tungsten fibers in the penetrator nose

4 結論與討論

通過以上分析可知，在鎢纖維增強鋯基金屬玻璃復合材料彈體侵徹實驗中，彈體的破壞方式主要表現(xiàn)為局域化的剪切變形和斷裂，且局部的絕熱溫升對材料的破壞有重要影響。鎢纖維不僅增加了復合材料彈體的密度，也提高了彈材韌性及其斷裂強度，增加了彈體侵徹威力。另外，SHPB 實驗中，由于應變率受限(＜103s－1)，實驗僅觀察到鎢纖維與基體的分離以及鎢纖維自身的開裂和斷裂，未能與高速侵徹實驗條件下的材料失效模式相對應，因此有必要發(fā)展或完善針對高強度金屬玻璃及其復合材料的SHPB 實驗技術、實現(xiàn)更高應變率的動態(tài)力學性能實驗。

相關文獻顯示，纖維體積分數(shù)不同時，復合材料的破壞模式可能存在差異［9-10］，而本實驗僅對高纖維體積分數(shù)的復合材料彈體開展侵徹實驗。未來工作中，有必要細致研究增強纖維的材料性能、體積分數(shù)以及纖維/基體界面特性等對復合材料力學行為尤其是高速撞擊條件下的力學特性的具體影響。

現(xiàn)有研究表明，局域剪切帶是金屬玻璃非均勻塑性變形行為的重要特征，剪切帶的形成、演化和相互作用控制著金屬玻璃諸多宏觀力學性能［11］，與材料剪切自銳性能緊密相關。高速侵徹過程中，由于高溫、高應變率等條件，金屬玻璃及其復合材料的塑性變形高度局域化，極易形成剪切帶。剪切帶一旦形成，將快速擴展并誘導材料的不穩(wěn)定斷裂，引起剝落，從而達到自銳效應。由此可看出，要能充分利用材料良好的自銳性能，須首先研究其剪切帶的形成和演化規(guī)律。然而，就金屬玻璃剪切帶的形成機制而言，目前還存在很大爭議。一般認為，材料中某些不均勻處的粘性降低并進而導致塑性變形阻力下降是形成局部化剪切帶的主要原因，但針對金屬玻璃粘度降低的原因目前仍有兩種截然不同的假說:熱軟化［12］和自由體積軟化［13］。近期相關研究還顯示，金屬玻璃材料剪切帶的成核及演化是一種熱-力-自由體積耦合的復雜過程［11，14］，但自由體積軟化和熱軟化具體如何控制剪切帶的形成和演化還需更進一步研究，尤其是高速侵徹過程中，局部絕熱溫升效應將更明顯，自由體積作用和熱作用之間的聯(lián)系也將更緊密。另外，剪切自銳和剪切帶形成之間具體如何關聯(lián)，具體有哪些因素影響材料的剪切自銳行為，這些問題都有待進行系統(tǒng)深入的分析。綜上考慮，從剪切帶的形成和演化規(guī)律入手研究金屬玻璃及其復合材料的剪切自銳性能是十分必要和重要的。

發(fā)展數(shù)值模擬技術可為以上相關研究提供極大幫助，然而，數(shù)值模擬需首先建立一個具有明確物理內(nèi)涵的金屬玻璃材料本構關系。從以上分析可知，金屬玻璃的材料本構關系不僅需考慮應變、應變率和溫度等的影響，還需考慮自由體積的影響及其演化規(guī)律。如何結合金屬玻璃獨特的剪切帶形成、演化機理建立合適的材料本構模型，模擬過程中如何采取合適的建模方法，相關方面盡管已有一些有益嘗試［14-17］，然而要能很好地實現(xiàn)彈體自銳穿甲的數(shù)值模擬分析，仍面臨不少挑戰(zhàn)。

感謝中科院金屬所沈陽材料科學國家(聯(lián)合)實驗室張海峰研究員提供鎢纖維增強金屬玻璃復合材料，潘曉霞高工協(xié)助完成金相分析。

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