張云峰，方 龍，魏 欣，徐 暢，隨亞光，施冬梅

（1.西北核技術(shù)研究所，陜西 西安 710000；2.陸軍工程大學(xué)石家莊校區(qū)，河北 石家莊 050000）

Zr 基非晶合金既具有高強(qiáng)度、高硬度、極大的彈性極限等優(yōu)異的力學(xué)性能，又具有高能量密度和快速釋能特性，是一種能綜合利用化學(xué)能和動能以提高戰(zhàn)斗部毀傷效應(yīng)的新型功能材料。

目前，針對高速沖擊下Zr 基非晶合金破片反應(yīng)機(jī)制的研究尚處于探索階段，是前沿研究領(lǐng)域之一。Luo 等[1]利用彈道槍和準(zhǔn)密封箱實驗，研究了W/Zr 基非晶合金復(fù)合材料破片的沖擊釋能特性，并推導(dǎo)了材料的沖擊誘發(fā)化學(xué)反應(yīng)閾值。Wang 等[2]研究了Zr55Cu30Ni5Al10非晶合金破片的沖擊誘發(fā)化學(xué)反應(yīng)過程，通過能譜儀（energy disperse spectroscopy，EDS）分析了Zr55Cu30Ni5Al10非晶合金破片沖擊釋能反應(yīng)后形成碎片的微區(qū)元素，發(fā)現(xiàn)材料中存在大量氧元素，推測發(fā)生了Zr 與氧氣的燃燒反應(yīng)。Wei 等[3]利用EDS、三軸晶高分辨X 射線衍射（TAXRD）等手段，分析了ZrHf 非晶合金破片沖擊靶板的反應(yīng)過程及反應(yīng)產(chǎn)物，認(rèn)為ZrO2為燃燒反應(yīng)的主產(chǎn)物，但隨著碎片厚度增加，氧氣向碎片內(nèi)部擴(kuò)散能力減弱，碎片內(nèi)部也存在ZrO、ZrO3等反應(yīng)產(chǎn)物。

隨著研究的進(jìn)一步深入，學(xué)者們認(rèn)識到了沖擊破碎對Zr 基非晶合金破片反應(yīng)特性有重要影響，Wei 等[4]提出了基于高速攝影圖像的像素偏移算法，以統(tǒng)計破片碎片的尺寸分布。Ji 等[5]認(rèn)為Zr 基非晶合金破片沖擊破碎后，其碎片分布規(guī)律符合冪次律，并收集了沖擊實驗中的碎片進(jìn)行驗證分析。結(jié)果表明，冪次律可以較好地解釋Zr 基非晶合金碎片分布規(guī)律；20 μm 是材料碎片是否發(fā)生燃燒反應(yīng)的尺寸閾值，碎片尺寸小于20 μm 時，該碎片參與燃燒反應(yīng)，而當(dāng)碎片尺寸大于20 μm 時，該碎片不參與燃燒反應(yīng)。上述研究成果初步闡釋了Zr 基非晶合金破片的沖擊破碎反應(yīng)過程，但對沖擊破碎反應(yīng)機(jī)制的研究不夠深入，所提出的理論模型未考慮破片沖擊升溫、碎片尺寸分布等對碎片反應(yīng)閾值的影響，計算結(jié)果與實驗結(jié)果相差較遠(yuǎn)。

本文中，通過Zr 基非晶合金破片準(zhǔn)密封箱沖擊超壓測試，測量材料的沖擊釋能規(guī)律，分析破片碎片的粒徑分布、成分組成；利用沖擊升溫和碎片燃燒理論分析、驗證材料的沖擊破碎反應(yīng)機(jī)制。

1 實 驗

1.1 實驗方案

1.1.1 準(zhǔn)密封箱沖擊超壓測試

Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片的準(zhǔn)密封箱沖擊超壓測試布置如圖1 所示，mm×10 mm 的圓柱形破片裝入尼龍彈托中，彈托刻有凹槽，保證出槍口后彈托、破片分離；破片及尼龍彈托由14.5 mm 彈道槍發(fā)射，通過調(diào)節(jié)裝藥量，可以改變破片初速；2 塊間距為1 m 的鋁箔斷通靶紙與六通道計時儀相連，用以測量破片飛行速度，忽略破片飛行過程中的速度降，測得的平均飛行速度記為破片撞擊速度；靶紙置于距槍口3 m 處，避免火藥氣體對測量結(jié)果的影響。

圖1 準(zhǔn)密封箱沖擊超壓實驗布置Fig.1 Experimental layout of quasi-sealed chamber shock overpressure test

圓柱體準(zhǔn)密封箱容積為35.2 L，箱體前端有圓形開口并可由靶板封閉，箱體底端固定有30 mm 厚硬質(zhì)鋼板，破片貫穿箱體靶板后撞擊硬質(zhì)鋼板并激發(fā)化學(xué)反應(yīng)，該裝置可模擬預(yù)制破片與毀傷目標(biāo)間的作用過程。破片的沖擊破碎反應(yīng)導(dǎo)致箱體內(nèi)空氣溫度、壓力升高，箱體內(nèi)的超壓信號可通過箱壁上不同位置上的2 個瞬時超壓傳感器（分別距箱體前端20 和40 cm，傳感器軸線相互垂直）測量，其觸發(fā)閾值設(shè)置為0.02 MPa。由于超壓信號測試過程中箱體靶板已被破片貫穿，故稱為準(zhǔn)密封箱沖擊超壓實驗。密封箱側(cè)面有圓形窗口，以防彈玻璃封閉，可由高速攝影機(jī)觀察破片的沖擊破碎反應(yīng)過程，高速攝影頻率設(shè)置為10 000 s-1。

實際上，破片在撞擊并貫穿靶板過程中，有部分材料破碎且無法進(jìn)入箱體，這部分質(zhì)量損失對破片的超壓測試有一定影響，為減小這部分影響，在實驗中測試了破片在500～1600 m/s 速度范圍內(nèi)沖擊0.5 mm 厚Q235 鋼靶板的靶后超壓信號。

1.1.2 粒度測試

實驗過程中收集箱體內(nèi)的破片碎片，并利用2 種方法進(jìn)行粒度測試，分析碎片尺寸分布情況：

稱重法，利用1 000、640、320、160、80、40、20 和10 μm 孔徑的樣品篩依次篩取碎片試樣，通過精密電子天平稱取不同粒度下碎片質(zhì)量；

激光衍射法，利用Beckman Coulter LS13320 激光粒度分析儀測量收集試樣的粒度分布，儀器的測量范圍為0.02～2 000 μm，但當(dāng)試樣粒度分布區(qū)間較大時，儀器測量結(jié)果精度較低，因此僅用于分析稱重法篩取的粒徑0.2～640 μm 范圍碎片的碎片尺寸分布。

實際上，實驗中無法完全收集全部碎片，一般地，假設(shè)未收集到的碎片與收集碎片粒徑分布相同，以收集到的破片碎片試樣的粒徑分布代表破片全部碎片的粒徑分布情況。

1.1.3 X 射線衍射（XRD）分析

利用Empyrean X 射線衍射儀對碎片進(jìn)行XRD 分析，確定反應(yīng)產(chǎn)物中存在的物相。

1.2 實驗結(jié)果

1.2.1 沖擊誘發(fā)化學(xué)反應(yīng)過程

圖2 為破片飛行過程中的高速攝影圖像，破片用圓圈標(biāo)出，破片后方為彈托碎片，由于彈托凹槽的設(shè)計，破片及彈托出炮口后可以有效分離，彈托與破片分離后彈道性能變差，阻力增大，導(dǎo)致其在破片后方飛行，不會隨破片進(jìn)入密封箱，保證了實驗結(jié)果的可靠性。

圖2 破片飛行過程高速攝影圖像Fig.2 High-speed photograph of fragment flight

圖3 為高速攝影拍攝的破片分別以552、1105 和1485 m/s 速度撞擊箱體的圖像，令拍攝到的破片撞擊靶板瞬間時刻為t=0 ms。破片撞擊靶板時可以看到明顯的火光，破片撞擊并貫穿靶板的過程中小部分破碎并激發(fā)化學(xué)反應(yīng)，導(dǎo)致了靶板外側(cè)火光的產(chǎn)生（圖3(a) t=0 ms）。未破碎的破片主體及部分破片碎片繼續(xù)飛行，并撞擊箱體底部的硬質(zhì)鋼板（圖3(a)中t=0.5 ms）。猛烈沖擊造成破片進(jìn)一步破碎并形成碎片云，高溫碎片云與空氣中的氧氣發(fā)生劇烈化學(xué)反應(yīng)（圖3(a)中t=1.0 ms）。破片化學(xué)反應(yīng)導(dǎo)致箱體內(nèi)空氣溫度、壓力升高，由于箱體系統(tǒng)內(nèi)外壓力不平衡，箱體內(nèi)碎片伴隨高壓氣體由靶板彈孔處噴出，形成火舌，直至箱體內(nèi)外壓力相同（圖3 (b)中t=10.0 ms）。

圖3 破片沖擊破碎反應(yīng)過程高速攝影圖像Fig.3 High-speed photographs of process for reaction of fragments

撞擊速度對破片的沖擊破碎反應(yīng)影響很大，由圖3 可以看出，隨著破片撞擊速度的提升，破片反應(yīng)的火光范圍變大，箱體內(nèi)碎片向外噴射的距離增加，碎片數(shù)目增多，如圖3(a)中t=10.0 ms 基本觀察不到有碎片噴射的現(xiàn)象，而圖3(c)中t=10.0 ms 燃燒碎片的噴射現(xiàn)象明顯且劇烈。隨著破片撞擊速度的提升，破片撞擊箱底硬質(zhì)鋼板后破碎程度增加，碎片數(shù)量增多，碎片尺寸減小，其與空氣接觸的比表面積增加，破片的反應(yīng)程度增大，導(dǎo)致火光范圍增大，箱體內(nèi)瞬時超壓更高，箱體內(nèi)碎片噴射距離更遠(yuǎn)、數(shù)目更多。

1.2.2 沖擊超壓測試結(jié)果

圖4 為破片撞擊速度1105 m/s 時，箱體內(nèi)瞬時超壓傳感器的實測信號及準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號。圖4(a)和(b)實線分別為2 個不同位置傳感器的實測信號，由于傳感器位置不同，傳感器受到的初始沖擊等干擾程度不同，2 條曲線的噪音幅值差異較大；實測曲線經(jīng)降噪處理后得到的準(zhǔn)靜態(tài)壓力信號在圖4(a)和(b)由虛線對應(yīng)標(biāo)出，并同時列于圖4(c)對比，兩條曲線差異極小，表明對于該實驗裝置，傳感器位置對測量結(jié)果的影響較小，符合實驗要求。

圖4 實測壓力曲線與準(zhǔn)靜態(tài)壓力曲線Fig.4 Actual pressure and quasi-static pressure curves

圖5 為實驗測得的準(zhǔn)靜態(tài)壓力-時間歷程，可以看到，曲線基本分為2 部分，急速上升段和緩慢卸載段，破片沖擊靶板后，激發(fā)劇烈的氧化反應(yīng)，箱體內(nèi)部壓力快速升高，導(dǎo)致曲線上升段斜率較大；當(dāng)化學(xué)反應(yīng)導(dǎo)致的壓力上升速率小于高壓氣體通過彈孔排出導(dǎo)致的壓力下降速率時，曲線開始向下傾斜；箱體內(nèi)高壓氣體僅能通過破片貫穿靶板產(chǎn)生的彈孔排出，故而曲線下降段較為平緩。

圖5 準(zhǔn)靜態(tài)壓力-時間曲線Fig.5 Quasi-static pressure-time curves

表1 為破片在不同速度下的超壓峰值數(shù)據(jù)，m 表示破片質(zhì)量，超壓峰值表示材料反應(yīng)過程中超壓時程曲線的最大值。

表1 超壓峰值實驗數(shù)據(jù)Table1 Experimental data of overpressure peak data

1.2.3 碎片粒度分布規(guī)律

Zr 基非晶合金受沖擊破碎后，碎片著火溫度、反應(yīng)程度均與碎片尺寸相關(guān)，建立精確的碎片粒度分布模型對分析破片釋能效應(yīng)具有重要意義。微米級碎片對燃燒反應(yīng)貢獻(xiàn)度較大，為保證測試精度，利用Beckman Coulter LS13320 激光粒度分析儀測試0.2～640 μm 范圍內(nèi)碎片粒度分布的統(tǒng)計規(guī)律。圖6 為不同撞擊速度條件下，Zr 基非晶合金破片碎片粒度分析結(jié)果。隨著撞擊速度提升，小粒徑碎片體積分?jǐn)?shù)增大；累積體積分?jǐn)?shù)曲線前半部分斜率明顯大于曲線后半部分，其拐點位于20 μm。實驗僅測試了收集碎片試樣質(zhì)量占破片總質(zhì)量分?jǐn)?shù)70%以上的樣本，以使測試結(jié)果更接近實際結(jié)果，減小系統(tǒng)誤差。

圖6(b)數(shù)據(jù)點為利用稱重法得到的碎片樣本粒度分布結(jié)果，受實驗條件限制，稱重法的粒度梯度較大，該結(jié)果用以檢驗、校核激光粒度分析儀測試結(jié)果。對比2 種方法測試結(jié)果表明，激光粒度分析儀測試結(jié)果與稱重法測試結(jié)果誤差較小，激光粒度分析儀測試可作為進(jìn)一步理論分析的實驗依據(jù)。

圖6 碎片粒度分布測試結(jié)果Fig.6 Test results of debris size distribution

大量實驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計結(jié)果表明，脆性材料動態(tài)破碎后，碎片分布符合冪次律，常用的有Rosin-Rammler 分布，其質(zhì)量分布規(guī)律為[6-7]：

圖7 為得到的碎片粒度分布模型，可以看出，lg(dp/s)=-3.18 約為實驗數(shù)據(jù)拐點，lg(dp/s)＞-3.18 （dp＞20 μm）時，Rosin-Rammler 分布可較好地描述Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片碎片的分布特征，但當(dāng)lg(dp/s)＜-3.18 時，實驗數(shù)據(jù)lg(M/m)-lg(dp/s)曲線斜率增大，Rosin-Rammler 分布與實驗數(shù)據(jù)誤差較大；相較于Rosin-Rammler 分布，式(4)所示分段模型更好地描述了小尺寸碎片粒度分布規(guī)律。

圖7 碎片粒度分布模型Fig.7 Models of debris size distribution

1.2.4 XRD 分析結(jié)果

圖8 為不同粒徑尺度碎片的XRD 分析結(jié)果，在反應(yīng)產(chǎn)物分析圖譜中可以清晰地觀察到ZrO2、單質(zhì)Al 的特征峰，其他成分特征峰不明顯，表明：Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片的沖擊破碎反應(yīng)以Zr 的燃燒反應(yīng)為主，而Al 參與燃燒反應(yīng)較少，推測與碎片溫度未達(dá)到Al 著火點有關(guān)。在不同粒徑尺度碎片試樣中均觀察到ZrO2的特征峰，粒徑尺度越小的碎片其特征峰越明顯，表明粒徑尺度小的碎片ZrO2結(jié)晶程度更高。

圖8 碎片XRD 分析結(jié)果Fig.8 Results of XRD analysis of debris

2 理論分析

2.1 能量釋放特性

Zr 基非晶合金沖擊釋能主要源自于Zr 碎片的燃燒，其反應(yīng)式為：

式中：VC為箱體容積，=1.4 為空氣的比熱系數(shù)，箱體內(nèi)能增量由氧化反應(yīng)釋放化學(xué)能和部分破片動能Ek組成：

由文獻(xiàn)[2]的實驗結(jié)論，Ek約為破片動能的30%。破片完全反應(yīng)釋放能量為Qt，則破片的反應(yīng)程度可由下式計算：

將實驗結(jié)果代入式(6)～(8)即可計算得到對應(yīng)撞擊速度下的能量及反應(yīng)程度等，計算結(jié)果如表2 所示。

表2 實驗數(shù)據(jù)及計算結(jié)果Table2 Results of calculation and experimental data

可以看到，在500 ～1500 m/s，撞擊速度提升導(dǎo)致了材料沖擊壓力增大，進(jìn)而誘發(fā)了不同程度的化學(xué)反應(yīng)，材料的反應(yīng)程度與撞擊速度、沖擊壓力正相關(guān)，最大沖擊釋能反應(yīng)程度達(dá)到40.93%。通常，含氧化劑的MESMs 如Al/Ni 系材料反應(yīng)程度較高，而需與空氣混合反應(yīng)的負(fù)氧平衡類MESMs 反應(yīng)程度較低，Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金材料屬于負(fù)氧平衡類MESMs，因此在中低速撞擊條件下，其反應(yīng)程度小于50 %。

如圖9 所示，Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金的反應(yīng)程度表現(xiàn)出兩種特征的速度相關(guān)性：低速時，反應(yīng)程度隨速度提升而緩慢增加，高速時，反應(yīng)程度隨速度提升而急劇增加。這也表明，Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片適用于交匯速度高的工況，例如作為防空反導(dǎo)破片使用時，其毀傷效應(yīng)將更為顯著。

圖9 反應(yīng)程度-撞擊速度曲線Fig.9 Curve of extent of reaction vs.impacting velocity

2.2 沖擊破碎反應(yīng)機(jī)制

綜合破片沖擊破碎反應(yīng)實驗結(jié)果及反應(yīng)過程分析，建立沖擊破碎反應(yīng)理論模型以實現(xiàn)Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片反應(yīng)程度的快速計算。

2.2.1 沖擊升溫

由破片-靶板撞擊的一維正沖擊波假設(shè)，破片的沖擊壓力為[9]：

式中：ρp、Dp、up分別為破片密度（本文中ρp=6.76 g/cm3）、沖擊波速、材料粒子速度。一般情況下，可假設(shè)固態(tài)金屬材料的沖擊波速-粒子速度為線性關(guān)系，由破片-靶板界面連續(xù)性[10]：

式中：v 為破片撞擊速度，ρt為靶板密度（本文中ρt=7.85 g/cm3），cp=3 868 m/s、ct=4 570 m/s、λp=3.97、λt=1.49[11]分別為破片、靶板材料的Hugoniot 參數(shù)，的表達(dá)式為[10]：

根據(jù)固態(tài)材料絕熱線和等熵線的關(guān)系，假定材料等容比熱容cV=0.32 J·g-1·K-1[11]為常數(shù)，得到?jīng)_擊溫度的 表 達(dá) 式 為[9]：

式中：T0為常態(tài)溫度，V 為比容，下標(biāo)0、H 分別表示初始狀態(tài)和沖擊絕熱狀態(tài)，γ 為Grüneisen 系數(shù)，pS為與沖擊絕熱線同一起始狀態(tài)出發(fā)的等熵線，其解析式為[9]：

將材料參數(shù)代入式(9)～(13)即可分別求得破片沖擊壓力、沖擊溫度隨破片撞擊速度的變化情況，如圖10 所示。

圖10 Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6 非晶合金的沖擊壓力、溫度與撞擊速度的關(guān)系Fig.10 Relationships among shock pressure, shock temperature and impact velocity of Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6 bulk metallic glass

2.2.2 碎片燃燒

Zr 基非晶合金破片受撞擊后破碎，形成大量碎片并與空氣中的氧氣發(fā)生燃燒反應(yīng)。假設(shè)碎片云的燃燒反應(yīng)為大量單一碎片燃燒反應(yīng)的總和，依據(jù)單一碎片燃燒反應(yīng)規(guī)律及破片碎片尺寸分布規(guī)律即可求得Zr 基非晶合金破片的沖擊破碎反應(yīng)規(guī)律。金屬碎片自持燃燒的臨界溫度即為著火溫度，其判據(jù)的數(shù)學(xué)表達(dá)式為[12]：

式中：Qe為燃燒反應(yīng)產(chǎn)熱率，Qr和Qc分別為金屬碎片通過熱輻射和熱對流效應(yīng)對環(huán)境的放熱率。

金屬碎片通過熱輻射對周圍環(huán)境的散熱率為[13]：

式中：dp為碎片直徑，為輻射系數(shù)，為Stefan-Boltzman 常數(shù)，Tp為碎片溫度，Te為環(huán)境溫度。對微米、納米級碎片，其與環(huán)境的熱交換機(jī)制由Knudsen 數(shù)K 控制，K 的表達(dá)式為[13]：

式中：kg為氣體熱導(dǎo)率，rp為碎片半徑，pg為氣體壓力，mg為氣體平均分子質(zhì)量，kB為Boltzman 常數(shù)。當(dāng)金屬碎片足夠?。↘＞10）時，熱對流機(jī)制為自由分子機(jī)制，熱交換率取決于金屬碎片、空氣分子間碰撞概率[13-15]，此時熱對流效應(yīng)放熱率QFM為：

通過式(16)計算金屬碎片的Knudsen 數(shù)，根據(jù)對應(yīng)的熱交換機(jī)制，即可得到金屬碎片對環(huán)境的放熱率。

納米、微米級金屬碎片的燃燒主要由氧通過氧化層的固態(tài)擴(kuò)散機(jī)制控制[16]，假設(shè)破片碎片為球形，氧氣在氧化層中的固態(tài)擴(kuò)散為等溫穩(wěn)態(tài)擴(kuò)散且摩爾體積不變，燃燒反應(yīng)產(chǎn)熱率可表示為[17]：

式中：mp為碎片質(zhì)量，r0為碎片初始半徑，ξ 為氧化層厚度，Ω0為常數(shù)，R 為普適氣體常數(shù)，Ea為燃燒反應(yīng)表觀活化能，對于微米乃至納米級別的金屬碎片，Ea為與粒徑rp相關(guān)的變量。對于Zr 碎片，其Ea（單位：kJ/mol）與dp（單位：μm）的關(guān)系為[16]：

由式(14)～(21)，通過數(shù)值法即可得到Zr 碎片自持燃燒的著火溫度與粒徑的關(guān)系，如圖11 所示。

圖11 Zr 碎片著火溫度的尺寸效應(yīng)Fig.11 Size effect of ignition temperature for Zr fragments

由反應(yīng)物XRD 分析結(jié)論，實驗中，由于Al 的著火溫度較高，Al 參與反應(yīng)極少，Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金的化學(xué)反應(yīng)主要來為Zr 的燃燒。計算得到著火溫度為沖擊溫度時所對應(yīng)的Zr 碎片粒徑dp1，將dp1代入材料碎片尺寸分布規(guī)律（式(5)），則Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合破片的反應(yīng)程度可估算為：

式中：m1為Zr 在Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，為Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金的氧化焓。

圖12 為Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片的反應(yīng)程度-撞擊速度關(guān)系和反應(yīng)程度-沖擊壓力關(guān)系。可以看出，隨著撞擊速度、沖擊壓力上升，材料的反應(yīng)程度也逐步提高，理論計算結(jié)果與實驗結(jié)果較為吻合，表明沖擊破碎燃燒模型可較好地闡釋Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片沖擊破碎反應(yīng)的物理過程和反應(yīng)機(jī)制。

圖12 反應(yīng)深度與沖擊速度、沖擊壓力關(guān)系的實驗與理論計算結(jié)果對比Fig.12 Comparison between experimental results and theoretical results of relationships among reaction extent, impact velocity and shock pressure

3 結(jié) 論

(1) 材料沖擊釋能反應(yīng)規(guī)律為：隨著撞擊速度提高，Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片的反應(yīng)程度逐漸提高，其反應(yīng)程度表現(xiàn)出2 種特征的速度相關(guān)性，低速時，反應(yīng)程度隨速度提升而緩慢增加，高速時，反應(yīng)程度隨速度提升而急劇增加。

(2) 材料沖擊破碎反應(yīng)機(jī)制為：破片撞擊目標(biāo)產(chǎn)生沖擊波，沖擊波在破片內(nèi)的傳播使材料處于高溫狀態(tài)；破片-靶板界面材料處于高壓狀態(tài)，局部壓力大于破片強(qiáng)度，從斷裂力學(xué)角度考慮，破片局部累積的彈性應(yīng)變能大于其斷裂表面能，導(dǎo)致破片變形、破碎；達(dá)到著火條件的碎片與空氣中的氧氣發(fā)生燃燒反應(yīng)（主要燃燒產(chǎn)物為ZrO2），釋放能量。破片撞擊速度為控制碎片溫度、碎片粒徑分布、破片反應(yīng)程度的關(guān)鍵控制變量。

(3) 建立了Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片沖擊破碎反應(yīng)理論模型，該模型在500～1 600 m/s 速度范圍內(nèi)能較好地解釋沖擊作用下Zr62.5Nb3Cu14.5Ni14Al6非晶合金破片的反應(yīng)規(guī)律，理論計算與實驗結(jié)果吻合度較高。