張萌昭 屈可朋 周 濤 沈 飛 胡雪垚
西安近代化學(xué)研究所(陜西西安,710065)
高速侵徹彈藥是打擊海上、地下高價(jià)值目標(biāo)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(guān)注的重點(diǎn)。 尤其是侵徹多層目標(biāo)靶時(shí),裝藥需要承受兩次或多次沖擊載荷作用,受力過程更為復(fù)雜和苛刻,極易產(chǎn)生結(jié)構(gòu)損傷而形成熱點(diǎn),使得戰(zhàn)斗部提前點(diǎn)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(nèi)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(shí)驗(yàn)的方法進(jìn)行研究,也有學(xué)者結(jié)合模擬實(shí)驗(yàn)對損傷的演化進(jìn)行分析。蔡宣明等[3]利用Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn),對高應(yīng)變率下的含能材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及微觀損傷進(jìn)行研究。王芳芳等[4]對高溫加速老化下的澆注炸藥在高速?zèng)_擊下的損傷模式進(jìn)行研究,得到了不同老化時(shí)間下的失效應(yīng)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(diǎn)火機(jī)理,發(fā)現(xiàn)剪切裂紋易引發(fā)炸藥點(diǎn)火。 張馨予等[6]對彈體侵徹混凝土薄靶過程進(jìn)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(shè)計(jì)不同實(shí)驗(yàn)以模擬裝藥在多次脈沖條件下的受力情況,進(jìn)而分析損傷特點(diǎn)與點(diǎn)火機(jī)理。 李亮亮等[7]采用夾心彈結(jié)構(gòu),在分離式Hopkinson 壓桿實(shí)驗(yàn)裝置上實(shí)現(xiàn)了對炸藥的雙脈沖加載,發(fā)現(xiàn)應(yīng)變率越大,炸藥晶體損傷越嚴(yán)重。 聶少云等[8]設(shè)計(jì)多層落錘撞擊壓縮試驗(yàn)裝置,對比了不同工況下裝藥結(jié)構(gòu)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(diǎn)火反應(yīng)。 上述研究都是基于裝藥的最終損傷情況進(jìn)行討論,而關(guān)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(bào)道較少。
本文中,以一級輕氣炮為加載源,采用自行設(shè)計(jì)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(jié)炸藥(PBX)的壓裝炸藥進(jìn)行了沖擊加載試驗(yàn),獲取了單次和兩次脈沖載荷下裝藥的損傷特性。 結(jié)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(shè)計(jì)提供參考。
HMX、PBX 由西安近代化學(xué)研究所提供,配方(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為:65%HMX、30%鋁粉和5%黏結(jié)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(nèi)徑30 mm、長度為30 mm 的套環(huán)內(nèi),用兩個(gè)直徑40 mm、厚5 mm 的聚乙烯塑料(PE)墊片密封藥柱兩個(gè)端面,以模擬裝藥的真實(shí)受力環(huán)境。
壓裝炸藥受到子彈沖擊時(shí),由于上、下兩側(cè)受力不均產(chǎn)生剪切力,端蓋容易斷裂。 設(shè)計(jì)雙端蓋結(jié)構(gòu),實(shí)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(diào)整加載方式。
圖1 加載示意圖Fig.1 Loading schematic
圖2 實(shí)驗(yàn)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(yīng)力進(jìn)行計(jì)算分析。 參考文獻(xiàn)[9-10],基于Nicholson 提出的能量模型[11]對炸藥脫黏應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算,求得脫黏應(yīng)力為0.6 MPa;利用晶體斷裂強(qiáng)度理論計(jì)算方法[12]求得晶體顆粒斷裂臨界應(yīng)力為80.8 MPa。 在實(shí)驗(yàn)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(qiáng)度,MPa。
端蓋材料45#鋼的動(dòng)態(tài)剪切強(qiáng)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(yīng)力(加載強(qiáng)度)約為640 MPa,遠(yuǎn)大于晶體顆粒斷裂臨界應(yīng)力,在該應(yīng)力作用下,藥柱表面可出現(xiàn)宏觀損傷。 同時(shí),選用12 mm 厚端蓋以對比觀測更強(qiáng)沖擊作用下材料的損傷情況,此時(shí)加載強(qiáng)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(shí)驗(yàn)。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(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)裝置尺寸如下:蓋板1#直徑D1為99 mm,厚度h1為10、12 mm,內(nèi)徑d1為60 mm;蓋板2#直徑D2為88 mm,厚度h2為10、12 mm;兩個(gè)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(nèi)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。
單次沖擊加載時(shí),僅使用端蓋2#,厚度為10 mm或12 mm。 連續(xù)兩次沖擊加載時(shí),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(qū)動(dòng),以400 m/s 速度撞擊端蓋1#,應(yīng)力波通過端蓋2#及上擊柱作用于炸藥,實(shí)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(dòng)端蓋1#繼續(xù)向前,當(dāng)端蓋1#與端蓋2#接觸時(shí),產(chǎn)生的應(yīng)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(qiáng)度分別與端蓋1#、端蓋2#剪切強(qiáng)度相關(guān)。 通過增減端蓋1#和端蓋2#之間的距離,調(diào)整兩次沖擊載荷的時(shí)間間隔。 每次實(shí)驗(yàn)后,用壓機(jī)將藥柱壓出。 對回收藥柱進(jìn)行SEM 掃描。
為確保實(shí)驗(yàn)?zāi)軡M足設(shè)計(jì)要求,利用LS-Dyna 軟件模擬沖擊加載過程,并觀測炸藥內(nèi)部受力情況??紤]模型的對稱性,為提高計(jì)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?,?jì)算中均使用*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(qiáng)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(shí)驗(yàn)過程如圖4所示。僅使用端蓋2#時(shí),在子彈沖擊作用下,端蓋2#剪切斷裂。同時(shí)使用端蓋1#和端蓋2#時(shí),子彈運(yùn)動(dòng)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(dòng)端蓋1#向前運(yùn)動(dòng),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(shí)驗(yàn)過程Fig.4 Simulation of the experiment
從圖5 等效應(yīng)力曲線可見,僅有1 個(gè)端蓋時(shí),藥柱受到1 次沖擊加載,脈沖持續(xù)時(shí)間(脈寬)約為100 μs,峰值約為530 MPa。 使用兩個(gè)端蓋時(shí),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(gè)脈寬約為100 μs,第2 個(gè)脈寬約為80 μs,兩個(gè)脈寬之間間隔為120 μs,與端蓋1#與端蓋2#的間隔相關(guān)。 與實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)原理相符。
圖5 試樣等效應(yīng)力曲線Fig.5 Equivalent stress curves of specimens
試驗(yàn)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(yīng),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(nèi)部出現(xiàn)少量炸藥殘?jiān)?/p>
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(shí),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(dāng)兩個(gè)端蓋厚度為10 mm 時(shí),試樣表面出現(xiàn)3 條明顯裂紋;兩個(gè)端蓋厚度為12 mm 時(shí),試樣表面出現(xiàn)3 條明顯裂紋及多條細(xì)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
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(jìn)行了微觀形貌觀察,結(jié)果見圖7。
由圖7(a)可見,PBX 晶體顆粒與黏結(jié)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(dāng)沖擊強(qiáng)度為單次10 mm 厚端蓋時(shí),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(jié)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(jié)劑脫黏更為嚴(yán)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(qiáng)度增加,雖然界面脫黏仍占主導(dǎo),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(kuò)展有關(guān)。
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
首先從微觀角度對微裂紋的發(fā)展進(jìn)行討論。 馮西橋等[12]采用等效介質(zhì)方法對炸藥進(jìn)行脆性微觀理論分析,假設(shè)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(jìn)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(kuò)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(kuò)展速率相關(guān)。 裂紋的初始半徑與擴(kuò)展后半徑的計(jì)算方法主要以統(tǒng)計(jì)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(nèi)裂紋半徑為c、裂紋取向?yàn)棣傅牧鸭y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(kuò)展速率對材料損傷演化的影響。 Dienes[16]提出應(yīng)力強(qiáng)度因子相關(guān)概念,將準(zhǔn)脆性材料與經(jīng)典動(dòng)態(tài)斷裂理論進(jìn)行類比,認(rèn)為當(dāng)應(yīng)力強(qiáng)度因子大于材料極限值時(shí),裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展,且其增長速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子相關(guān)。 Gross 等[17]與Evans[18]分別提出了微裂紋在高應(yīng)力、低應(yīng)力條件下擴(kuò)展速度的經(jīng)驗(yàn)公式,對其進(jìn)行連續(xù)性處理,得到裂紋擴(kuò)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(kuò)展因子;K為含微裂紋的等效應(yīng)力強(qiáng)度因子;K1為常數(shù)。
從式(5)可以看出,微裂紋擴(kuò)展速率隨應(yīng)力強(qiáng)度因子的增大而提高。 在初始裂紋隨機(jī)各向同性分布的假設(shè)條件下,可將材料中微裂紋的受力簡化為受遠(yuǎn)場均勻分布應(yīng)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(qiáng)度因子進(jìn)行分析,同時(shí)考慮材料的損傷特性,得到等效強(qiáng)度因子的表達(dá)式:
式中:Sij為偏應(yīng)力張量。
對比發(fā)現(xiàn),當(dāng)?shù)刃?yīng)力強(qiáng)度因子增加時(shí),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(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)系如圖9[20]所示。
圖9 微裂紋增長速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)系Fig.9 Relationship between growth rate of microcrack and stress intensity factor
而等效應(yīng)力強(qiáng)度因子與裂紋的半徑呈正相關(guān)。炸藥在制作過程中不可避免地會(huì)存在初始損傷。 因此,在單次沖擊加載下,初始微裂紋擴(kuò)展生長,同時(shí)藥柱內(nèi)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(jìn)而等效強(qiáng)度因子數(shù)值增大。 同樣,外力條件下,二次沖擊加載時(shí)裂紋尖端擴(kuò)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(guān)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(shí)裂紋的產(chǎn)生與拉壓應(yīng)力相關(guān)。 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(yīng)力波在藥柱右端面發(fā)生反射形成拉伸波,當(dāng)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(dāng)二次沖擊加載時(shí),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(yīng)力波傳播至裂紋處會(huì)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。
1)設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)裝置可實(shí)現(xiàn)對藥柱在不同沖擊強(qiáng)度下的單次沖擊加載、連續(xù)兩次沖擊加載。 加載強(qiáng)度與蓋板厚度相關(guān)。
2)當(dāng)通過增加蓋板厚度將加載強(qiáng)度由640 MPa提高為768 MPa 時(shí),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(qiáng)度分別為640 MPa 及768 MPa 時(shí),單次加載的條件下,損傷以黏結(jié)劑脫黏為主;而連續(xù)兩次加載沖擊作用下,晶粒與黏結(jié)劑之間縫隙更加明顯,縫隙沿晶粒擴(kuò)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(shí)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(dòng)態(tài)力學(xué)行為進(jìn)行深入研究,避免發(fā)生炸藥裝藥提前起爆。