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)

引言

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。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)樣品

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。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)及計(jì)算分析

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。

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

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

2 結(jié)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(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

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(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

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(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。

3 結(jié)論

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。