張萌昭 屈可朋 周 濤 沈 飛 胡雪垚

西安近代化學研究所(陜西西安，710065)

引言

高速侵徹彈藥是打擊海上、地下高價值目標的主要手段。 隨著撞擊速度的不斷提高，侵徹彈裝藥的抗過載安定性已成為關注的重點。 尤其是侵徹多層目標靶時，裝藥需要承受兩次或多次沖擊載荷作用，受力過程更為復雜和苛刻，極易產(chǎn)生結構損傷而形成熱點，使得戰(zhàn)斗部提前點火甚至起爆[1-2]。 因此，研究裝藥在多次連續(xù)沖擊作用下的損傷規(guī)律具有重要意義。

國內外針對單次沖擊作用下的裝藥損傷做了大量工作，主要采用實驗的方法進行研究，也有學者結合模擬實驗對損傷的演化進行分析。蔡宣明等[3]利用Hopkinson壓桿實驗，對高應變率下的含能材料的動態(tài)力學性能及微觀損傷進行研究。王芳芳等[4]對高溫加速老化下的澆注炸藥在高速沖擊下的損傷模式進行研究，得到了不同老化時間下的失效應變，并比較了微觀損傷形式。 楊昆等[5]仿真研究了兩種不同裝藥在縫隙擠壓條件下的損傷點火機理，發(fā)現(xiàn)剪切裂紋易引發(fā)炸藥點火。 張馨予等[6]對彈體侵徹混凝土薄靶過程進行模擬發(fā)現(xiàn)，加載初期裝藥頭部承受較大壓力，而尾部則需承受拉伸波作用與殼體表面碰撞，損傷易發(fā)生于裝藥的頭部和尾部。 也有科研人員設計不同實驗以模擬裝藥在多次脈沖條件下的受力情況，進而分析損傷特點與點火機理。 李亮亮等[7]采用夾心彈結構，在分離式Hopkinson 壓桿實驗裝置上實現(xiàn)了對炸藥的雙脈沖加載，發(fā)現(xiàn)應變率越大，炸藥晶體損傷越嚴重。 聶少云等[8]設計多層落錘撞擊壓縮試驗裝置，對比了不同工況下裝藥結構安定情況，發(fā)現(xiàn)多種工況下裝藥表面均出現(xiàn)破碎，但未發(fā)生點火反應。 上述研究都是基于裝藥的最終損傷情況進行討論，而關于裝藥在多次脈沖載荷下的損傷發(fā)展過程及演化規(guī)律研究報道較少。

本文中，以一級輕氣炮為加載源，采用自行設計的模擬沖擊加載裝置，對典型奧克托今(HMX)基澆注聚合物黏結炸藥(PBX)的壓裝炸藥進行了沖擊加載試驗，獲取了單次和兩次脈沖載荷下裝藥的損傷特性。 結合掃描電子顯微鏡(SEM)分析了損傷模式，對比單次及兩次沖擊加載條件下裝藥損傷的發(fā)展變化規(guī)律，以期對侵徹彈藥裝藥選型及設計提供參考。

1 實驗

1.1 實驗樣品

HMX、PBX 由西安近代化學研究所提供，配方(質量分數(shù))為:65%HMX、30%鋁粉和5%黏結劑。試樣采用模具壓制成型，尺寸?30 mm ×30 mm，密度1.85 g/cm3。 將藥柱裝入外徑40 mm、內徑30 mm、長度為30 mm 的套環(huán)內，用兩個直徑40 mm、厚5 mm 的聚乙烯塑料(PE)墊片密封藥柱兩個端面，以模擬裝藥的真實受力環(huán)境。

1.2 實驗裝置設計及計算分析

壓裝炸藥受到子彈沖擊時，由于上、下兩側受力不均產(chǎn)生剪切力，端蓋容易斷裂。 設計雙端蓋結構，實現(xiàn)對裝藥的連續(xù)兩次沖擊作用(圖1 ～圖2)。 通過增減端蓋厚度及端蓋數(shù)量調整加載方式。

圖1 加載示意圖Fig.1 Loading schematic

圖2 實驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental system

為選定合適的端蓋厚度，對產(chǎn)生裝藥損傷的最小臨界應力進行計算分析。 參考文獻[9-10]，基于Nicholson 提出的能量模型[11]對炸藥脫黏應力進行計算，求得脫黏應力為0.6 MPa；利用晶體斷裂強度理論計算方法[12]求得晶體顆粒斷裂臨界應力為80.8 MPa。 在實驗中，加載于端蓋的作用力f為:

式中:d為擊柱直徑，min；h為端蓋厚度，mm；τ為端蓋剪切強度，MPa。

端蓋材料45＃鋼的動態(tài)剪切強度約為360 MPa。如端蓋厚度為10 mm，擊柱直徑為40 mm，則所得作用力f約為4.52 ×105N；炸藥的直徑為30 mm，則作用于裝藥的應力(加載強度)約為640 MPa，遠大于晶體顆粒斷裂臨界應力，在該應力作用下，藥柱表面可出現(xiàn)宏觀損傷。 同時，選用12 mm 厚端蓋以對比觀測更強沖擊作用下材料的損傷情況，此時加載強度提升1.2 倍，為768 MPa。

在口徑為130 mm 的一級輕氣炮上完成實驗。子彈撞擊速度由激光測速儀及示波器測算，示波器采樣率為5 ×106s－1。 設計實驗裝置尺寸如下:蓋板1＃直徑D1為99 mm，厚度h1為10、12 mm，內徑d1為60 mm；蓋板2＃直徑D2為88 mm，厚度h2為10、12 mm；兩個蓋板間隔l1為20 mm，材料均為45＃鋼。 上擊柱直徑d2為40 mm，長度L1為115 mm；下?lián)糁睆絛3為40 mm，長度L2為70 mm。 套筒內直徑與擊柱直徑相同，外直徑D3為88 mm，長度為150 mm；砧體直徑D4為120 mm，厚度h3為20 mm；上下?lián)糁?、套筒及砧體材料均為T10 鋼。

1.3 實驗方法

單次沖擊加載時，僅使用端蓋2＃，厚度為10 mm或12 mm。 連續(xù)兩次沖擊加載時，端蓋1＃和端蓋2＃的厚度均為10 mm 或均為12 mm。 2.5 kg 塑料彈丸經(jīng)高壓氣室驅動，以400 m/s 速度撞擊端蓋1＃，應力波通過端蓋2＃及上擊柱作用于炸藥，實現(xiàn)對裝藥的第1 次壓縮加載。 端蓋2＃因受力不均勻在凹槽處剪切斷裂，裝藥受力卸載。 子彈推動端蓋1＃繼續(xù)向前，當端蓋1＃與端蓋2＃接觸時，產(chǎn)生的應力波通過上擊柱對藥柱再次壓縮加載，直至端蓋1＃剪切斷裂。 兩次加載強度分別與端蓋1＃、端蓋2＃剪切強度相關。 通過增減端蓋1＃和端蓋2＃之間的距離，調整兩次沖擊載荷的時間間隔。 每次實驗后，用壓機將藥柱壓出。 對回收藥柱進行SEM 掃描。

為確保實驗能滿足設計要求，利用LS-Dyna 軟件模擬沖擊加載過程，并觀測炸藥內部受力情況?？紤]模型的對稱性，為提高計算效率，建立1/4 模型。 網(wǎng)格大小約為1 mm×1 mm。 模型見圖3。

圖3 仿真模型Fig.3 Simulation models

對彈丸施加初始速度400 m/s，下?lián)糁叶耸褂霉潭ㄟ吔?，計算中均使?Mat_Plastic_Kinematic模型。 材料參數(shù)見表1。 表1 中:ρ為密度；E為彈性模量；υ為泊松比；σy為屈服強度；Cp為熱容。

表1 仿真模擬材料參數(shù)Tab.1 Material parameters of simulation models

仿真模擬得到的實驗過程如圖4所示。僅使用端蓋2＃時，在子彈沖擊作用下，端蓋2＃剪切斷裂。同時使用端蓋1＃和端蓋2＃時，子彈運動過程中，端蓋2＃首先受到剪切力作用斷裂，對裝藥施加第1 次壓縮加載；子彈繼續(xù)以一定速度推動端蓋1＃向前運動，至上擊柱處斷裂，對裝藥施加第2 次壓縮脈沖。

圖4 仿真模擬實驗過程Fig.4 Simulation of the experiment

從圖5 等效應力曲線可見，僅有1 個端蓋時，藥柱受到1 次沖擊加載，脈沖持續(xù)時間(脈寬)約為100 μs，峰值約為530 MPa。 使用兩個端蓋時，藥柱受到兩次脈沖，脈寬較短，峰值高，沖量大，兩次脈沖峰值均在450 MPa 左右，第1 個脈寬約為100 μs，第2 個脈寬約為80 μs，兩個脈寬之間間隔為120 μs，與端蓋1＃與端蓋2＃的間隔相關。 與實驗設計原理相符。

圖5 試樣等效應力曲線Fig.5 Equivalent stress curves of specimens

2 結果與討論

2.1 單次和兩次沖擊加載后裝藥宏觀損傷特性

試驗裝置中不同厚度的端蓋都被剪斷。 藥柱在加載過程中均未發(fā)生燃燒或反應，回收藥柱完整。在不同沖擊加載條件下，藥柱損傷情況存在差異。連續(xù)兩次沖擊作用下，套筒內部出現(xiàn)少量炸藥殘渣。

沖擊加載后，4 節(jié)藥柱基本保持完好，未出現(xiàn)塌邊現(xiàn)象。 試樣宏觀損傷情況如圖6 所示。 單次加載條件下，端蓋厚度分別為10、12 mm 時，試樣表面均出現(xiàn)了一條裂紋，裂紋居于試樣中部。 隨著端蓋厚度增加，即增加脈沖峰值后，試樣裂紋寬度略微增加。 炸藥經(jīng)過連續(xù)兩次沖擊加載后，當兩個端蓋厚度為10 mm 時，試樣表面出現(xiàn)3 條明顯裂紋；兩個端蓋厚度為12 mm 時，試樣表面出現(xiàn)3 條明顯裂紋及多條細小裂紋，裂紋分布范圍更加集中于藥柱一端。 與單次沖擊相比，兩次沖擊后裂紋數(shù)量明顯增多，分布范圍更加廣泛，且裂紋出現(xiàn)較多分支。

圖6 不同加載條件下試樣損傷圖Fig.6 Damage of specimens under different loading conditions

2.2 單次和兩次沖擊加載后裝藥微觀損傷特性

為了確定HMX 基壓裝炸藥在單次和兩次沖擊后的微觀損傷狀態(tài)，采用JSM5800 掃描電子顯微鏡(SEM)對試樣進行了微觀形貌觀察，結果見圖7。

由圖7(a)可見，PBX 晶體顆粒與黏結劑緊密連接，未見明顯界面脫黏等缺陷，晶體顆粒大小較為均勻。 由圖7(b)可見，當沖擊強度為單次10 mm 厚端蓋時，可以看出突出的炸藥顆粒和顆粒拔出后留下的凹坑，損傷形式主要為晶粒與黏結劑脫黏造成的沿晶斷裂。 隨端蓋厚度增加至12 mm，晶粒與黏結劑脫黏更為嚴重，見圖7(c)。 而連續(xù)兩次沖擊后，主要斷裂方式仍以界面脫黏為主，但出現(xiàn)少量顆粒斷面，表明有炸藥顆粒出現(xiàn)了穿晶斷裂，見圖7(d)；隨著兩次沖擊加載強度增加，雖然界面脫黏仍占主導，晶粒尺寸不均勻現(xiàn)象更為明顯，見圖7(e)。這可能與單次加載后炸藥晶體微損傷的擴展有關。

圖7 不同加載條件下試樣微觀形貌掃描電鏡圖Fig.7 SEM images of micromorphology of specimens under different loading conditions

2.3 沖擊加載次數(shù)對裝藥損傷的影響

首先從微觀角度對微裂紋的發(fā)展進行討論。 馮西橋等[12]采用等效介質方法對炸藥進行脆性微觀理論分析，假設初始微裂紋的分布為各向同性，并且忽略微裂紋之間的相互作用。 Lu 等[13]采用損傷度對炸藥進行描述:

式中:D為損傷度函數(shù)；D·為損傷演化函數(shù)；A為常數(shù)；N0為初始裂紋分布；c為裂紋平均半徑；?c為裂紋擴展速率；a為初始常數(shù)。

可以看出，裂紋的損傷演化與裂紋半徑及裂紋擴展速率相關。 裂紋的初始半徑與擴展后半徑的計算方法主要以統(tǒng)計分析為主，Dienes 等[14-15]提出了微裂紋分布函數(shù)N(c，Ω，t)，用來表示體系內裂紋半徑為c、裂紋取向為Ω的裂紋數(shù)量。 其中，初始裂紋尺寸的分布為

在此主要討論微裂紋擴展速率對材料損傷演化的影響。 Dienes[16]提出應力強度因子相關概念，將準脆性材料與經(jīng)典動態(tài)斷裂理論進行類比，認為當應力強度因子大于材料極限值時，裂紋失穩(wěn)擴展，且其增長速率與應力強度因子相關。 Gross 等[17]與Evans[18]分別提出了微裂紋在高應力、低應力條件下擴展速度的經(jīng)驗公式，對其進行連續(xù)性處理，得到裂紋擴展公式如下:

式中:vR為Rayleigh 波速，近似取300 m/s；K0為起裂韌度；m為微裂紋速度擴展因子；K為含微裂紋的等效應力強度因子；K1為常數(shù)。

從式(5)可以看出，微裂紋擴展速率隨應力強度因子的增大而提高。 在初始裂紋隨機各向同性分布的假設條件下，可將材料中微裂紋的受力簡化為受遠場均勻分布應力σ的作用，如圖8 所示。

圖8 微裂紋受力示意圖Fig.8 Stress diagram of microcrack

利用Westergaard 函數(shù)對微裂紋強度因子進行分析，同時考慮材料的損傷特性，得到等效強度因子的表達式:

式中:Sij為偏應力張量。

對比發(fā)現(xiàn)，當?shù)刃姸纫蜃釉黾訒r，參考微裂紋參數(shù)[19]，裂紋增長速度先快速提高，而后趨近于Rayleigh 波速。 裂紋增長速率與應力強度因子的關系如圖9[20]所示。

圖9 微裂紋增長速率與應力強度因子的關系Fig.9 Relationship between growth rate of microcrack and stress intensity factor

而等效應力強度因子與裂紋的半徑呈正相關。炸藥在制作過程中不可避免地會存在初始損傷。 因此，在單次沖擊加載下，初始微裂紋擴展生長，同時藥柱內產(chǎn)生新的微裂紋，使得單次加載條件下裂紋平均半徑增大，進而等效強度因子數(shù)值增大。 同樣，外力條件下，二次沖擊加載時裂紋尖端擴展速率更快，損傷演化速率提高，較單次沖擊加載更易生成宏觀裂紋。 從圖6 可以也看出，單次與兩次沖擊加載后產(chǎn)生的裂紋數(shù)量并非簡單的疊加關系，連續(xù)兩次沖擊加載產(chǎn)生的裂紋條數(shù)明顯增多。

從宏觀角度分析，在單次沖擊加載條件下，藥柱被墊片及套環(huán)包裹，藥柱的受力可視為圍壓條件下的壓縮過程，此時裂紋的產(chǎn)生與拉壓應力相關。 參考SEM 圖可以發(fā)現(xiàn)，單次及兩次沖擊加載條件下?lián)p傷模式并未明顯改變。 單次沖擊加載條件下，藥柱表面出現(xiàn)一條裂紋。 壓縮應力波在藥柱右端面發(fā)生反射形成拉伸波，當卸載后在藥柱左端面產(chǎn)生拉伸波，兩次拉伸波疊加在藥柱中部形成拉伸損傷。 當二次沖擊加載時，雖然藥柱外部存在的套環(huán)限制了裂紋處的剪切滑移，但壓縮應力波傳播至裂紋處會產(chǎn)生反射形成拉伸波。 卸載后的拉伸波與裂紋處、右端面反射形成的拉伸波疊加，形成多處拉伸波疊加，因此，連續(xù)兩次沖擊作用下藥柱表面裂紋明顯地增多。

3 結論

1)設計實驗裝置可實現(xiàn)對藥柱在不同沖擊強度下的單次沖擊加載、連續(xù)兩次沖擊加載。 加載強度與蓋板厚度相關。

2)當通過增加蓋板厚度將加載強度由640 MPa提高為768 MPa 時，裝藥的晶粒脫黏現(xiàn)象更加明顯，損傷加重。

3)與單次沖擊加載相比，二次沖擊加載下裝藥的破壞模式未發(fā)生明顯變化。 加載速度為400 m/s，加載強度分別為640 MPa 及768 MPa 時，單次加載的條件下，損傷以黏結劑脫黏為主；而連續(xù)兩次加載沖擊作用下，晶粒與黏結劑之間縫隙更加明顯，縫隙沿晶粒擴展。 且單次沖擊加載后，由于拉伸波疊加作用與損傷演化速率提高等因素，使得二次沖擊加載時微裂紋更易發(fā)展成為宏觀裂紋。 因此，需要對多次沖擊加載下裝藥的動態(tài)力學行為進行深入研究，避免發(fā)生炸藥裝藥提前起爆。