白 晨，楊 昆，吳艷青，高洪泉，薛海蛟

（1. 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；2. 火箭軍研究院，北京 100094）

侵徹戰(zhàn)斗部主裝藥廣泛采用PBX 炸藥，由于服役環(huán)境可能同時(shí)存在多種外界刺激，炸藥自身的力學(xué)響應(yīng)會影響侵徹過程中裝藥的安全性和戰(zhàn)斗部的毀傷能力[1]，因此PBX 裝藥對彈藥的整體性能有著決定性意義。而在目標(biāo)侵徹過程中，侵徹戰(zhàn)斗部的內(nèi)部裝藥面臨復(fù)雜的力學(xué)環(huán)境[2]，同時(shí)復(fù)雜的裝藥結(jié)構(gòu)也會對內(nèi)部裝藥產(chǎn)生影響。在這些外部刺激下，炸藥中的局部損傷處可能產(chǎn)生熱點(diǎn)，導(dǎo)致意外點(diǎn)火的發(fā)生，進(jìn)而可能轉(zhuǎn)化成為更劇烈的爆燃或者爆轟，引發(fā)多種事故。因此研究各種復(fù)雜侵徹環(huán)境下裝藥的力學(xué)性能與損傷響應(yīng)，對保障彈藥在整個(gè)服役過程中的安全性與可靠性具有重要意義。

對于侵徹過程中內(nèi)部裝藥的安全性而言，建立能夠準(zhǔn)確描述炸藥力學(xué)響應(yīng)和損傷行為的本構(gòu)模型，是通過數(shù)值模擬方法研究侵徹裝藥安全性問題的關(guān)鍵。PBX 炸藥動態(tài)損傷本構(gòu)模型可以劃分為兩類：第一類是基于黏彈性、黏塑性等連續(xù)介質(zhì)損傷力學(xué)基礎(chǔ)理論，考慮應(yīng)變率、溫度對PBX 炸藥力學(xué)行為的影響而建立的宏觀唯象經(jīng)驗(yàn)本構(gòu)模型[3-9]；第二類則考慮微缺陷是PBX 炸藥中一類重要的細(xì)觀結(jié)構(gòu)，是基于材料力學(xué)損傷-點(diǎn)火行為和細(xì)觀缺陷演化與熱點(diǎn)形成之間的聯(lián)系而建立的PBX 炸藥細(xì)觀損傷力學(xué)本構(gòu)模型[10-13]。近年來，國內(nèi)外學(xué)者基于以上模型對侵徹裝藥安全性進(jìn)行了廣泛的研究。張馨予等[14]將孔隙壓塌損傷、炸藥晶體破碎損傷、黏結(jié)劑脫黏等多種細(xì)觀損傷形式耦合到炸藥宏觀本構(gòu)模型中，研究了侵徹環(huán)境下彈體裝藥的損傷分布情況。石嘯海等[15-16]基于內(nèi)聚裂紋模型，模擬了戰(zhàn)斗部侵徹半無限大混凝土過程中PBX 裝藥的動態(tài)力學(xué)響應(yīng)及損傷演化，并且對某種縮比彈侵徹混凝土靶板進(jìn)行了數(shù)值模擬，從過載、裂紋寬度、裂紋含量等角度比較了彈頭形狀對裝藥損傷的影響，結(jié)果表明控制彈頭曲徑比有利于減小裝藥損傷。成麗蓉等[17]基于裂紋摩擦、孔洞塌縮兩種熱點(diǎn)生成機(jī)制細(xì)觀模型，開展了侵徹單層和多層典型靶板時(shí)戰(zhàn)斗部裝藥的動態(tài)響應(yīng)、損傷演化及熱點(diǎn)生成對比研究。Li 等[18]基于微裂紋動態(tài)損傷模型，通過數(shù)值模擬方法預(yù)測了實(shí)彈侵徹實(shí)驗(yàn)中PBX1314 的損傷分布、點(diǎn)火位置與點(diǎn)火區(qū)域的反應(yīng)進(jìn)程，結(jié)果表明，侵徹過程中經(jīng)多次撞擊載荷作用，PBX1314 尾端面局部區(qū)域達(dá)到點(diǎn)火臨界條件而發(fā)生點(diǎn)火，反復(fù)撞擊過程中PBX1314 內(nèi)部微裂紋摩擦引起的能量局部化是引發(fā)點(diǎn)火的重要原因。

上述模型往往僅考慮了剪切裂紋熱點(diǎn)等單一缺陷機(jī)制的細(xì)觀力熱響應(yīng)過程，在研究復(fù)雜載荷條件下不同類型PBX 炸藥損傷-熱點(diǎn)主導(dǎo)機(jī)制的自適應(yīng)能力方面，模型還需要進(jìn)一步改進(jìn)。此外，上述研究工作多圍繞壓裝型炸藥PBX 展開，針對澆注型PBX 炸藥的研究較少，由于澆注類PBX 炸藥和壓裝類PBX 炸藥的材料組分、物理狀態(tài)和成型工藝不同，力學(xué)性能與點(diǎn)火特性也存在差異，因此對比其在侵徹環(huán)境下的響應(yīng)特性，對于戰(zhàn)斗部裝藥材料的選取和裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有重要意義。基于此，本研究應(yīng)用前期發(fā)展的PBX 炸藥微裂紋-微孔洞力熱化學(xué)耦合細(xì)觀模型[18]，考慮微裂紋-微孔洞兩種細(xì)觀缺陷演化對炸藥損傷-熱點(diǎn)形成的影響，通過動態(tài)分離式霍普金森壓桿（SHPB）實(shí)驗(yàn)校核模型參數(shù)，并利用數(shù)值模擬方法分析兩類典型裝藥（壓裝PBX04 和澆注GOFL-5）在彈體侵徹混凝土薄板過程中的應(yīng)力波傳播、損傷演化和溫升響應(yīng)情況，為深入理解侵徹過程中裝藥的力學(xué)-損傷-點(diǎn)火響應(yīng)提供參考。

1 本構(gòu)模型與參數(shù)校核

1.1 PBX 炸藥微裂紋-微孔洞力熱化學(xué)耦合細(xì)觀模型

PBX 炸藥微裂紋-微孔洞力熱化學(xué)耦合細(xì)觀模型（CMM）中考慮了拉伸張開、剪切張開、純剪切、剪切摩擦、摩擦自鎖5 種微裂紋演化模式，以及微孔洞坍塌與扭曲變形兩種演化模式，如圖1 所示。同時(shí)，CMM 模型還囊括了剪切裂紋熱點(diǎn)與孔洞坍塌熱點(diǎn)子模型，具有復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)-微缺陷演化模式自判斷能力，以及兩種微缺陷熱點(diǎn)自啟動能力。CMM 模型中總體應(yīng)力、應(yīng)變分別分解為偏量部分與體量部分，依次建立微裂紋相關(guān)偏量本構(gòu)關(guān)系與微孔洞相關(guān)體量本構(gòu)關(guān)系，二者通過Gurson 屈服準(zhǔn)則進(jìn)行耦合，通過微裂紋、微孔洞演化方程更新相關(guān)變量，建立剪切裂紋摩擦熱點(diǎn)與孔洞坍塌熱點(diǎn)子模型，模型細(xì)節(jié)與算法實(shí)現(xiàn)詳見文獻(xiàn)[19-20]。

圖1 CMM 模型所考慮的微缺陷演化機(jī)制與變形機(jī)制示意圖Fig. 1 Conceptual diagram of all kinds of considered mechanisms in the current model

將總體偏應(yīng)變( ε)分解為黏彈性應(yīng)變(εve)、塑性應(yīng)變(εp)以及由于微裂紋擴(kuò)展所引起的微裂紋應(yīng)變(εcr) 3 部分，分別描述PBX 炸藥內(nèi)黏結(jié)劑基體材料所表現(xiàn)出的黏彈性變形、塑性變形以及由于微裂紋擴(kuò)展對材料力學(xué)行為的影響。

PBX 炸藥黏彈性變形由廣義Maxwell 模型描述，微裂紋張開/剪切擴(kuò)展引起的裂紋應(yīng)變由SCRAM模型描述，材料的偏量本構(gòu)關(guān)系可表示為

式中：S為應(yīng)力偏量，G為剪切模量，A0、B0、C0表示為

式中：p為壓力，N0為初始裂紋密度， ν為泊松比。

為描述材料內(nèi)微孔洞演化所發(fā)生的不可逆損傷對PBX 炸藥體積變形的影響，采用孔隙率相關(guān)狀態(tài)方程

式中：f為孔隙率；ρ、e分別為孔隙材料的密度與比內(nèi)能，密實(shí)材料對應(yīng)的 ρs= ρ/(1 ?f)，es=e， ηs= 1 ?ρs0/ ρs，ρs0為密實(shí)材料的初始密度； Γs為Grüneisen 系數(shù)；c0、s為材料參數(shù)。

含孔隙PBX 材料的塑性變形采用經(jīng)典Gurson 模型描述，模型中材料屈服面與von-Mises 等效應(yīng)力σe和壓力p相關(guān)

考慮動態(tài)加載下材料硬化效應(yīng)與應(yīng)變率效應(yīng)，密實(shí)材料（f= 0）的屈服強(qiáng)度可表示為

式中： σ0為 ε˙0=10 s?1加載下所對應(yīng)的初始屈服應(yīng)力，為等效塑性應(yīng)變，ε˙?=ε˙/ε˙0為等效應(yīng)變率，h為硬化模量，C為應(yīng)變率相關(guān)系數(shù)。

基于Griffith 能量釋放率裂紋擴(kuò)展準(zhǔn)則，微裂紋擴(kuò)展方程可表示為

式中：c˙max為最大擴(kuò)展速度， γˉ為材料比表面能，gdom(σ,)為主裂紋對應(yīng)的能量釋放率。

由于材料內(nèi)微裂紋方向分布具有隨機(jī)性，存在臨界微裂紋方向，其對應(yīng)的能量釋放率最大，即該方向的微裂紋在最小施加應(yīng)力下最先發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展，因此定義為主裂紋。主裂紋方向的確定與當(dāng)前應(yīng)力狀態(tài)相關(guān)（ σ1～ σ3平面），微裂紋擴(kuò)展對應(yīng)的材料整體損傷度定義為dcr=()。

考慮孔洞坍塌引起的孔隙率減小，以及孔洞扭曲引起的孔隙率增加兩種變形機(jī)制，孔隙率演化方程可表示為

式中：J3為表示應(yīng)力張量的第三不變量。

采用一維熱傳導(dǎo)方程來描述剪切裂紋表面及其周圍區(qū)域摩擦生熱、熔化、點(diǎn)火與傳熱等熱力學(xué)過程

式中：x為沿微裂紋法向的坐標(biāo)軸；等式右端3 項(xiàng)分別表示熱傳導(dǎo)項(xiàng)、化學(xué)反應(yīng)釋放熱量以及熔化區(qū)域（Ths≥Tm）液相黏性流動生熱；Ths、cV、κ和Qr分別為微裂紋熱點(diǎn)溫度、比定容熱容、熱傳導(dǎo)系數(shù)以及單位質(zhì)量化學(xué)反應(yīng)放熱；Z和E為Arrhenius 反應(yīng)速率方程參數(shù)； φ （0 ≤ φ ≤ 1）為熔化百分?jǐn)?shù)； μv為熔化區(qū)域黏性系數(shù)；=φvc/l為熔化區(qū)域的剪切應(yīng)變率，vc為微裂紋滑動速度，熔化區(qū)域?qū)挾萳由熔化區(qū)域的傳播速度確定，l˙(t)=Δ(kTx)/ρL，其中Δ(kTx)表示固液分界面熱流量梯度。

微孔洞周圍材料溫度（Tvo）分布情況由一維球形熱傳導(dǎo)方程進(jìn)行描述

其中，孔洞周圍單位體黏塑性功生成速率可表示為

式中：等號右邊兩項(xiàng)分別表示基體材料的塑性效應(yīng)與黏性效應(yīng)所產(chǎn)生的功率，b0為微孔洞初始外徑，η為微孔洞周圍基體材料相關(guān)的黏性系數(shù)。

1.2 模型參數(shù)標(biāo)定

應(yīng)用SHPB 方法對中國工程物理研究院化工材料研究所提供的壓裝和澆注兩類PBX 炸藥進(jìn)行動態(tài)力學(xué)性能測試，澆注類復(fù)合炸藥選取GOFL-5 炸藥（HMX、FOX-7、黏結(jié)劑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為50%、35%、15%），樣品尺寸為20 mm × 20 mm，密度為1.75 g/cm3，初始孔隙率為1.01%。壓裝類復(fù)合炸藥選取PBX04 炸藥（HMX、黏結(jié)劑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為95%、5%），密度為1.82 g/cm3，初始孔隙率為1.08%。在中國工程物理研究院化工材料研究所物理與力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)室開展SHPB 實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)中采用直徑為20 mm 的鋁桿，子彈長度為300 mm，入射桿、透射桿長度分別為2 000、1 500 mm。Yang 等[19]在前期研究了CMM 模型中微缺陷參數(shù)（,N0,,f0,kw）對材料力學(xué)性能的影響規(guī)律?；诖?，依次對CMM 模型中的廣義Maxwell 黏彈性參數(shù)（G1～G5,τ1～τ5）、塑性參數(shù)（ σ0,h,C,n）、微裂紋模型參數(shù)（cˉ0,N0, γˉ,m）、微孔洞模型參數(shù)（f0,kw）以及Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)（c0,s,Г）進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整，使得標(biāo)定的參數(shù)能夠最大程度地符合計(jì)算與實(shí)驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線。壓裝炸藥PBX04 與澆注炸藥GOFL-5 標(biāo)定曲線如圖2 所示，相關(guān)材料參數(shù)如表1 所示，其中 μs為靜摩擦系數(shù)。由表1 可知：兩種炸藥材料的黏彈性模量G1～G5存在數(shù)量級差異，GOFL-5 炸藥的塑性參數(shù)（ σ0,h,C）均遠(yuǎn)小于PBX-5 炸藥，GOFL-5 炸藥的初始微裂紋密度與微裂紋尺寸均小于PBX-5 炸藥。

表1 GOFL-5 與PBX04 材料參數(shù)Table 1 Material parameters for GOFL-5 and PBX04

圖2 計(jì)算與實(shí)驗(yàn)得到的兩類炸藥在不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 2 Calculated and experimental stress-strain curves of two kinds of explosives at different strain rates

對比壓裝炸藥與澆注炸藥的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，可以看到PBX04 炸藥峰值應(yīng)力遠(yuǎn)高于GOFL-5 炸藥，但其破壞應(yīng)變遠(yuǎn)小于GOFL-5 炸藥。兩種材料的力學(xué)行為差異主要與其內(nèi)部微缺陷數(shù)量和黏結(jié)劑含量相關(guān)。壓裝類PBX04 炸藥內(nèi)微裂紋含量較多，且黏結(jié)劑含量較少，因此材料表現(xiàn)為準(zhǔn)脆性材料破壞特征。澆注類GOFL-5 炸藥內(nèi)部微缺陷數(shù)量較少，且對材料起到增韌效應(yīng)的黏結(jié)劑含量較多，表現(xiàn)為韌性材料破壞特征。

2 侵徹算例分析

2.1 有限元模型

建立二維侵徹混凝土靶板的計(jì)算模型，設(shè)置軸對稱邊界條件和加載條件，建立1/2 模型進(jìn)行計(jì)算，選取侵徹速度為800 m/s，彈體尺寸如圖3 所示，侵徹的混凝土靶板厚度為0.5 m。計(jì)算過程中，由于侵徹過程中靶體內(nèi)溫度升高的區(qū)域是有限的，靶體外邊界的溫度不會受到侵徹過程中靶體溫度變化區(qū)域的影響，因此在靶體邊界處設(shè)置溫度邊界條件，邊界溫度設(shè)置成294 K。

圖3 有限元計(jì)算模型Fig. 3 Finite element calculation model

彈體材料本構(gòu)模型使用Johnson-Cook 模型。該模型是一個(gè)經(jīng)驗(yàn)型的黏塑性本構(gòu)模型，由Johnson和Cook 在1983 年首先提出，多用于描述金屬材料在高載荷、高應(yīng)變率和高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，模型形式簡單，本構(gòu)參數(shù)少，能較好地描述材料的加工硬化效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)。在侵徹速度不高時(shí)彈體變形較小，因此本研究運(yùn)用Johnson-Cook 模型來描述殼體材料4340 鋼的力學(xué)響應(yīng)，其主要材料參數(shù)見表2，其中： ρ為密度，c為比熱容，α為熱膨脹系數(shù)，Tm為熔化溫度， κ為導(dǎo)熱系數(shù)，M為溫度軟化系數(shù)，N為應(yīng)變強(qiáng)化參數(shù)，C1～C4、D1～D5為材料常數(shù)?；炷涟邪宓牟牧夏Ｐ褪褂肏JC 本構(gòu)模型[21]。該模型是針對混凝土材料提出的一種率相關(guān)損傷型本構(gòu)模型，適用于大應(yīng)變、高應(yīng)變率和高壓情況，其主要材料參數(shù)見表3，其中：A、B、N為材料硬化參數(shù)，F(xiàn)C為材料準(zhǔn)靜態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度，K1～K3為材料體積模量參數(shù)，pC、pL、UC、UL為壓力參數(shù)，D1、D2為損傷參數(shù)，εmin為最小斷裂應(yīng)變。

表2 彈體材料參數(shù)Table 2 Parameters of projectile material

表3 混凝土靶板材料參數(shù)Table 3 Material parameters of concrete plate target

2.2 壓縮波傳播情況

為分析藥柱內(nèi)壓縮波傳播情況，初始時(shí)刻沿藥柱中心線由裝藥頭部至尾部等間隔依次選取1#～5#位置，如圖4(b)所示，圖4(a)和圖5(a)分別為壓裝（PBX04）與澆注炸藥（GOFL-5）內(nèi)1#～5#位置處的壓力變化曲線。由圖4(a)可知，彈體與混凝土靶板初始接觸時(shí)，彈體受到強(qiáng)烈的壓縮波作用，裝藥頭部壓力最大，入射壓縮波S1 分別于104 和179 μs 到達(dá)裝藥中部（3#位置）和裝藥尾部（5#位置），當(dāng)應(yīng)力波傳播至尾部自由端面時(shí)反射拉伸波，兩種應(yīng)力波相互抵消，裝藥尾部壓力值最低。930 μs 時(shí)，裝藥尾部在彈性恢復(fù)與拉伸波的作用下與彈體內(nèi)壁面發(fā)生撞擊，尾部壓力迅速升高。由圖5(a)可知，入射壓縮波S1 到達(dá)裝藥中部和裝藥尾部的時(shí)刻分別為123 和213 μs，對比圖4(a)和圖5(a)可知，相同侵徹速度下，澆注藥內(nèi)壓縮波S1 的波速（約2.11 km/s）小于壓裝藥（約2.57 km/s）。

不同時(shí)刻壓裝、澆注藥內(nèi)壓力云圖演化如圖4(b)和圖5(b)所示。隨著壓縮波的傳播，藥柱整體受壓區(qū)域逐漸擴(kuò)大，裝藥尾部與彈體內(nèi)壁產(chǎn)生相對間隙，澆注GOFL-5 炸藥由于材料強(qiáng)度較低，抵抗變形的能力較弱，侵徹過程中裝藥尾部的最大間隙（dmax）較壓裝藥更大（GOFL-5，dmax= 1.61 cm；PBX04，dmax= 0.68 cm）。結(jié)合圖4(a)和圖5(a)可知，澆注GOFL-5 炸藥在侵徹過程中產(chǎn)生了較大的變形，裝藥尾部與彈體內(nèi)壁發(fā)生撞擊時(shí)尾部壓力峰值（pmax）也更高（GOFL-5，pmax= 234 MPa；PBX04，pmax= 128 MPa）。

圖4 壓裝藥PBX04 的壓力演化情況Fig. 4 Pressure evolution of PBX04

圖5 澆注藥GOFL-5 的壓力演化情況Fig. 5 Pressure evolution of GOFL-5

2.3 微缺陷損傷演化

圖6 為壓裝、澆注藥柱內(nèi)微裂紋損傷（dcr）演化情況。由圖6(a)可知，加載初期壓裝藥微裂紋損傷主要集中在頭部，隨著壓縮波的傳播，微裂紋損傷逐漸擴(kuò)展至裝藥中部，裝藥尾部與彈體內(nèi)壁發(fā)生撞擊后尾部微裂紋損傷較嚴(yán)重。由圖6(b)可知，澆注藥的流動性較好，在侵徹過程中產(chǎn)生了較大的變形，尾部裝藥受到向藥柱中心的拉應(yīng)力作用產(chǎn)生裂紋擴(kuò)展損傷。整個(gè)侵徹過程中，兩類炸藥微裂紋損傷較嚴(yán)重區(qū)域均為裝藥頭部和尾部，由于開始侵徹時(shí)壓裝藥內(nèi)入射壓縮波強(qiáng)度高于澆注藥，同時(shí)壓裝藥初始微裂紋密度較高，加載初期壓裝藥頭部微裂紋損傷高于澆注藥。

圖6 不同時(shí)刻兩類炸藥微裂紋損傷演化情況Fig. 6 Evolution of microcrack damage of two kinds of explosives

圖7 為不同時(shí)刻壓裝、澆注藥柱內(nèi)不同位置處微孔洞損傷（dvo=f0?ft）隨時(shí)間演化曲線。對比圖6和圖7 可知，微孔洞坍塌時(shí)間尺度相對于微裂紋擴(kuò)展時(shí)間尺度明顯更小，微孔洞隨著入射壓縮波傳播而發(fā)生坍塌，孔洞坍塌損傷發(fā)生的時(shí)刻與入射壓縮波到達(dá)的時(shí)刻基本一致，而由于裂紋擴(kuò)展損傷主要受拉伸和剪切狀態(tài)影響，入射壓縮波剛到達(dá)裝藥對應(yīng)位置時(shí)并未發(fā)生明顯的微裂紋擴(kuò)展損傷。

圖7 不同時(shí)刻兩類炸藥的微孔洞損傷演化Fig. 7 Evolution of microvoid damage of two kinds of explosives

2.4 溫升情況分析

PBX04 和GOFL-5 內(nèi)不同位置微裂紋與微孔洞熱點(diǎn)溫度隨時(shí)間演化曲線分別如圖8 和圖9 所示。由圖8(a)可知，壓裝藥微裂紋熱點(diǎn)溫升主要集中在裝藥頭部和裝藥前端，1#和2#處的微裂紋熱點(diǎn)峰值分別為362 和487 K。根據(jù)CMM 模型中由應(yīng)力二軸度可確定5 種微裂紋狀態(tài)（拉伸張開、剪切張開、純剪切、剪切摩擦、摩擦自鎖），5 種微裂紋演化模式如圖10 所示，由此可進(jìn)一步分析溫升較高位置處的微裂紋狀態(tài)。整個(gè)侵徹過程中，1#和2#處5 種微裂紋狀態(tài)的頻率分布如圖11 所示。侵徹過程中彈體內(nèi)裝藥處于壓力主導(dǎo)的應(yīng)力狀態(tài)，微裂紋大多處于摩擦自鎖狀態(tài)而非剪切裂紋擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)，同時(shí)熱點(diǎn)密度較小可能引起熱點(diǎn)湮滅現(xiàn)象，因此微裂紋熱點(diǎn)溫度達(dá)到峰值后逐漸降低。對比圖8(a)和圖9(a)可知，由于GOFL-5材料的初始微裂紋密度、微裂紋尺寸以及微裂紋擴(kuò)展速率較低，因此GOFL-5 材料中剪切裂紋引起的熱點(diǎn)溫升較PBX04 更低。結(jié)合圖8(b)和圖9(b)，隨著入射壓縮波的傳播孔洞發(fā)生坍塌，與GOFL-5 不同的是，PBX04 裝藥尾部微孔洞溫升峰值主要來自彈體撞擊造成的孔洞坍塌，而坍塌孔洞周圍黏塑性功引起的溫升較?。s20 K），不足以引起點(diǎn)火。對比圖8 和圖9 可知：對于壓裝藥而言，裂紋摩擦相比孔洞坍塌引起的溫升更高，剪切裂紋熱點(diǎn)為壓裝藥主導(dǎo)的溫升機(jī)制；對于澆注藥而言，兩種熱點(diǎn)機(jī)制引起的溫升差別不大。

圖8 不同時(shí)刻PBX04 中微裂紋與微孔洞相關(guān)熱點(diǎn)溫度曲線Fig. 8 Microcrack and microvoid related hotspot temperature evolution curves for PBX04

圖9 不同時(shí)刻GOFL-5 中微裂紋與微孔洞相關(guān)熱點(diǎn)溫度曲線Fig. 9 Microcrack and microvoid related hotspot temperature evolution curves for GOFL-5

圖10 微裂紋不同擴(kuò)展形態(tài)示意圖Fig. 10 Schematic diagram of different propagation patterns of microcracks

圖11 PBX04 裝藥中不同位置的微裂紋狀態(tài)頻率分布Fig. 11 Frequency distribution of microcracks state in different positions of PBX04 charge

3 結(jié) 論

應(yīng)用PBX 炸藥微裂紋-微孔洞力熱化學(xué)耦合細(xì)觀模型，研究了壓裝PBX04 和澆注GOFL-5 兩類典型裝藥在彈體侵徹混凝土薄板過程中應(yīng)力波的傳播、損傷演化和溫升響應(yīng)情況，對比分析了相同侵徹條件下兩類炸藥力學(xué)-損傷-溫升響應(yīng)的差異性，得到以下主要結(jié)論。

(1) 根據(jù)實(shí)驗(yàn)曲線標(biāo)定了PBX04 和GOFL-5 微裂紋-微孔洞本構(gòu)模型參數(shù)，兩種炸藥材料的彈性模量存在數(shù)量級差異，GOFL-5 炸藥的屈服強(qiáng)度、硬化模量、初始微裂紋密度和微裂紋尺寸均小于PBX04 炸藥。

(2) 加載初期壓裝藥頭部微裂紋損傷高于澆注藥，而澆注藥的流動性較好，侵徹過程中產(chǎn)生了較大的變形，當(dāng)裝藥尾部和殼體內(nèi)表面發(fā)生撞擊時(shí)形成高壓區(qū)，整個(gè)侵徹過程中兩類炸藥微裂紋損傷較嚴(yán)重的區(qū)域均為裝藥頭部和尾部，裝藥損傷較嚴(yán)重的區(qū)域往往容易引起能量聚集，進(jìn)而在這些局部高溫區(qū)形成熱點(diǎn)，在侵徹彈體設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)作為重點(diǎn)防護(hù)區(qū)域。

(3) 通過計(jì)算可知，800 m/s 速度侵徹混凝土薄板條件下，兩種裝藥材料均未發(fā)生點(diǎn)火，裂紋摩擦熱點(diǎn)為壓裝藥主導(dǎo)的溫升機(jī)制，而對于澆注藥而言，兩種熱點(diǎn)機(jī)制引起的溫升差別不大，且澆注藥GOFL-5在侵徹過程中的溫升較壓裝藥PBX04 更低。