彭嘉誠，蔣建偉，李響，李帥孝，陳永恒

(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；2.陸軍裝備部駐沈陽地區(qū)軍事代表局駐沈陽地區(qū)第二軍事代表室, 遼寧 沈陽 110045;3.遼沈工業(yè)集團(tuán)有限公司, 遼寧 沈陽 110045)

0 引言

彈底大破片是指殺傷爆破彈等彈丸在發(fā)射到達(dá)預(yù)定位置起爆后，彈體的彈底部分在爆炸加載下并未完全破碎，而是產(chǎn)生具有一定初速的大質(zhì)量破片。由于大質(zhì)量破片存速能力強(qiáng)，特別在直瞄射擊等發(fā)射條件下易回飛至發(fā)射陣地，造成人員和武器裝備的重大損失。彈體在爆炸驅(qū)動(dòng)下產(chǎn)生彈底大破片具有一定偶然性，其原因與物理過程較為復(fù)雜，要消除破片回飛等故障的危害，就需要從彈體結(jié)構(gòu)、彈體鋼材料力學(xué)性能、爆炸驅(qū)動(dòng)金屬斷裂、破碎規(guī)律等出發(fā)，針對(duì)彈底大破片的產(chǎn)生過程和原因開展研究分析。

國內(nèi)外研究人員對(duì)爆炸驅(qū)動(dòng)金屬殼體破碎產(chǎn)生破片過程開展了大量研究。Taylor[1]最早在1944年基于拉伸斷裂假設(shè)及彈塑性理論提出“Taylor斷裂判據(jù)”。Mott[2]提出以統(tǒng)計(jì)方法和物理過程為基礎(chǔ)的兩類動(dòng)態(tài)斷裂和破片質(zhì)量分布模型。在此基礎(chǔ)上，Grady[3-4]、Grady等[5]對(duì)Mott動(dòng)態(tài)破碎理論進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，并基于大量破片分布數(shù)據(jù)，從能量守恒角度建立了破片尺寸與爆炸加載應(yīng)變率的關(guān)系。文獻(xiàn)[6-11]分別利用試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法從宏觀、微觀角度研究了爆炸加載條件下不同金屬柱殼、圓環(huán)的動(dòng)態(tài)變形及斷裂特性以及產(chǎn)生破片的分布特征。但以上研究并未關(guān)注實(shí)際彈體的端部破碎狀態(tài)，文獻(xiàn)[12]采用光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)方法數(shù)值模擬了帶端部金屬圓筒破裂過程，得到了爆轟波傳播、殼體膨脹破裂、產(chǎn)物泄漏過程及破片速度、質(zhì)量分布，開展驗(yàn)證試驗(yàn)證明了數(shù)值方法的有效性。Liao等[13]采用X光攝影技術(shù)試驗(yàn)研究了不同端蓋條件下周向破片的速度與空間分布，并建立了帶端蓋圓柱殼體破片速度分布模型，但未涉及端蓋自身的破碎特性與速度分布。李春雷等[14]應(yīng)用AUTODYN軟件對(duì)不同彈底結(jié)構(gòu)的破甲彈爆炸破碎過程進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)合發(fā)射強(qiáng)度獲取了合適的彈底結(jié)構(gòu)，但尚未開展彈體材料的力學(xué)性能對(duì)彈底斷裂特性的影響規(guī)律及彈底破片產(chǎn)生機(jī)理研究。加工成型后的彈體鋼材均需進(jìn)行一定熱處理工藝以提高性能，淬火是將金屬工件加熱到某一適當(dāng)溫度并保持一段時(shí)間，隨即浸入淬冷介質(zhì)中快速冷卻的金屬熱處理工藝，通過鋼材微觀組織的轉(zhuǎn)變，然后配合不同溫度的回火以大幅提高鋼的剛性、硬度、韌性等，是應(yīng)用最為廣泛的鋼材熱處理工藝。文獻(xiàn)[15]通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法研究了不同回火溫度對(duì)50SiMnVB鋼殼體形成破片性能的影響規(guī)律，結(jié)果表明隨著回火溫度升高，鋼殼體破碎程度降低，破片總數(shù)減少。文獻(xiàn)[16]利用霍普金森壓桿試驗(yàn)研究了回火溫度對(duì)50SiMnVB鋼動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明正火和600 ℃條件下合金鋼在高應(yīng)變率條件下表現(xiàn)為塑性材料。上述研究表明，不同的淬火及回火工藝過程對(duì)彈體鋼材的材料力學(xué)性能以及在爆炸加載高應(yīng)變條件下的破碎特性有重要影響，而由于操作失誤、機(jī)器失靈等造成諸如淬火油與彈體提前分離、淬火時(shí)間延長等異常淬火過程對(duì)鋼材微觀組織轉(zhuǎn)變及爆炸破碎性的影響還較少有人研究。

本文以某殺傷爆破彈爆炸產(chǎn)生彈底大破片并回飛事故為背景，利用金相顯微鏡觀察正常與異常淬火彈體及彈底大破片微觀組織，發(fā)現(xiàn)異常淬火過程將導(dǎo)致彈體微觀組織異常轉(zhuǎn)變，材料塑性提高。采用AUTODYN軟件開展不同拉伸極限的彈體爆炸驅(qū)動(dòng)過程數(shù)值模擬，研究分析彈底的斷裂模式和異常淬火彈體爆炸產(chǎn)生彈底大破片的過程及原因等，以期為彈底破片回飛事故的故障分析提供借鑒和參考。

1 研究模型

1.1 問題分析

某殺傷爆破彈在靶場(chǎng)射擊試驗(yàn)中，某發(fā)彈正常發(fā)射，在預(yù)定位置正常起爆后，在發(fā)射現(xiàn)場(chǎng)聽到破片回飛破空聲，并在炮位附近回收到彈底大破片，如圖1所示。從其形貌特征分析，彈底大破片具有軸對(duì)稱特征，邊緣輪廓近似圓形，邊緣斷口呈撕裂狀，外側(cè)中心有較大斷裂凹坑，外側(cè)面分布有6條大裂紋，從中心到邊緣裂紋逐漸變小，呈現(xiàn)為帶斷裂破壞區(qū)的完整彈底部，存速能力強(qiáng)，在爆炸加載下產(chǎn)生射擊反向初速，可回飛較長距離，極大地威脅到發(fā)射陣地的安全。

圖1 回收到的彈底破片

1.2 離散化模型及計(jì)算條件

利用專業(yè)網(wǎng)格剖分軟件TureGrid建立彈丸離散化模型，建模時(shí)利用質(zhì)量等效原則將復(fù)雜的引信結(jié)構(gòu)簡化為引信體，預(yù)制破片組件簡化為圓筒結(jié)構(gòu)，彈體、炸藥裝藥按真實(shí)結(jié)構(gòu)建立。數(shù)值計(jì)算采用AUTODYN-3D軟件提供的流體與固體耦合算法，流體域與炸藥裝藥爆轟產(chǎn)物采用歐拉單元算法，引信體、彈體、預(yù)制破片筒采用描述固體材料的拉格朗日單元。由于該模型為面對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故采用1/2模型。在流體域四周(對(duì)稱面除外)施加流出邊界條件，起爆點(diǎn)設(shè)置于炸藥裝藥頂面中心(緊貼引信體)，計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 爆炸驅(qū)動(dòng)計(jì)算模型

1.3 材料模型及參數(shù)

數(shù)值模擬中流體域、炸藥裝藥、預(yù)制破片組件和引信體的材料參數(shù)取自AUTODYN軟件材料庫。彈體材料采用的50SiMnVB鋼是一種高強(qiáng)度、具備較大脆性和良好破碎性的炮彈用鋼，具體材料模型及參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 部件材料模型

為模擬彈體在爆炸加載下的真實(shí)破裂現(xiàn)象，采用基于概率統(tǒng)計(jì)方法表征材料固有缺陷分布來產(chǎn)生破壞和裂紋的隨機(jī)(Stochastic)破壞模型，該模型按隨機(jī)分布來表征材料的破壞應(yīng)變，使得這種材料含有隨機(jī)分布的弱化點(diǎn)，并設(shè)定弱化點(diǎn)處網(wǎng)格應(yīng)變不能承受負(fù)壓力或剪應(yīng)力，就可以根據(jù)不同分布得到不同數(shù)量和大小的破片[12,17-18]。

本文采用AUTODYN-3D軟件提供的主應(yīng)力/應(yīng)變破壞模型和Stochastic破壞模型表征彈體50SiMnVB鋼材固有缺陷的分布，是一種模擬爆炸驅(qū)動(dòng)金屬彈體(及彈底)膨脹、斷裂至產(chǎn)生大量自然破片過程的有效方法[12,17]。

Stochastic破壞模型選擇弱化點(diǎn)破壞概率模型[12,18]為

(1)

式中：P為材料應(yīng)變達(dá)到ε時(shí)的破壞概率；γ、C為取決于材料性質(zhì)的常數(shù)，取γ=10，C=0.1.設(shè)定隨機(jī)破壞從材料破壞應(yīng)力的50%開始。

采用如圖3所示的金相顯微鏡，觀察回收正常熱處理工藝下彈體50SiMnVB鋼材和彈底大破片的顯微組織形貌，如圖4所示。

圖3 金相顯微鏡觀察材料顯微組織

圖4 顯微組織形貌

彈體50SiMnVB鋼的熱處理過程為淬火后回火，正常熱處理后彈體鋼材顯微組織應(yīng)只有回火索氏體，如圖4(a)所示，此時(shí)50SiMnVB鋼的沖擊功約25 J，Johnson-Cook強(qiáng)度模型參數(shù)[8]可采用如下：

[1-T*0.63]，

(2)

但彈底大破片微觀組織大量出現(xiàn)回火索氏體和上貝氏體的混合組織，如圖4(b)所示，據(jù)分析，故障彈彈體在淬火過程中淬火油與彈體提前分離，致使部分奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)樯县愂象w，剩余奧氏體發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變，在回火后得到回火索氏體，最終呈現(xiàn)回火索氏體和上貝氏體的混合組織，主要由條片狀貝氏體鐵素體和條間分布的滲碳體組成，此時(shí)50SiMnVB鋼的沖擊功約45 J，表明其塑性變大，破碎性變差。并在異常淬火彈體4個(gè)不同位置處取50SiMnVB鋼材試樣，采用萬能材料試驗(yàn)機(jī)測(cè)試其部分材料性能，如表2所示。

表2 異常淬火彈體50SiMnVB鋼力學(xué)性能

由表2數(shù)據(jù)可知，熱處理過程中的異常淬火將使彈體50SiMnVB鋼材的靜屈服強(qiáng)度提高，可通過調(diào)整材料強(qiáng)度模型中屈服強(qiáng)度參數(shù)描述，導(dǎo)致材料塑性變大的特征可通過調(diào)整主應(yīng)力/應(yīng)變破壞模型參數(shù)來表征，計(jì)算工況如表3所示。

表3 計(jì)算工況

2 彈底大破片產(chǎn)生原因與物理過程

2.1 彈底破片形貌

表4列出了數(shù)值模擬獲得的不同拉伸破壞主應(yīng)力σf時(shí)彈體在爆炸加載下彈底內(nèi)、外側(cè)的破碎狀態(tài)(t=80 μs)。

分析表4圖像可知，隨著彈體拉伸破壞主應(yīng)力提高，彈底外側(cè)中心破壞區(qū)域、內(nèi)、外側(cè)裂紋的數(shù)目與破壞區(qū)域明顯減小，整體形態(tài)由斷裂為數(shù)塊破片過渡為帶有破壞區(qū)的整塊大破片。當(dāng)彈體拉伸破壞主應(yīng)力σf=2.4a時(shí)，彈底內(nèi)側(cè)裂紋已不連通，外側(cè)只有中心區(qū)域破壞較嚴(yán)重，彈底不再破裂為多塊，此時(shí)彈體在爆炸加載下形成了彈底大破片。彈體拉伸破壞主應(yīng)力σf=3a時(shí)，數(shù)值模擬獲取的彈底大破片與回收破片形貌、尺寸較為一致，如圖5所示。

表4 爆炸加載下彈底破碎狀態(tài)(t=80 μs)

由圖5可知，數(shù)值模擬獲取的彈底大破片與回收破片內(nèi)、外側(cè)形貌與破碎狀態(tài)較為一致，均具有軸對(duì)稱特征，邊緣輪廓近似圓形，邊緣斷口呈撕裂狀，外側(cè)中心有較大破壞區(qū)域，外側(cè)面分布有6條大裂紋，且從中心到邊緣，裂紋逐漸變小，整體上均呈現(xiàn)為帶斷裂破壞區(qū)的彈底部。數(shù)值模擬獲得的彈底大破片內(nèi)側(cè)破裂面內(nèi)、外輪廓近似圓形，內(nèi)、外半徑Ri、Ro分別為31.6 mm，43.8 mm，實(shí)際回收破片對(duì)應(yīng)的尺寸分別為34.0 mm，47.0 mm，相對(duì)誤差分別為7.1%，6.8%，說明數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際情況吻合較好。故可利用相應(yīng)數(shù)值模擬工況對(duì)彈底大破片的產(chǎn)生原因與物理過程開展研究分析。

圖5 數(shù)值模擬結(jié)果(左)與回收破片(右)形貌、尺寸對(duì)比

2.2 彈底斷裂模式

圖6是彈體拉伸破壞主應(yīng)力σf=3a時(shí)，數(shù)值模擬獲取的彈體彈底部分膨脹、破碎過程。

圖6 彈體彈底部分膨脹、破碎過程(σf=3a)

由圖6可知，彈丸炸藥裝藥起爆后，爆轟波從彈頭部裝藥起始，依次傳播至彈底，彈體壁受此爆炸加載逐漸膨脹、破裂并產(chǎn)生隨機(jī)分布的大量自然破片。然而，彈體彈底部分在爆炸加載下并沒有像彈體壁一樣完全破裂，反而形成“整塊”彈底大破片，此時(shí)應(yīng)從彈底在爆炸波加載、稀疏波卸載等作用過程中的響應(yīng)出發(fā)，逆向研究分析彈底的斷裂破壞狀態(tài)和裂紋分布。下文對(duì)彈底大破片上分布的3類典型斷裂模式開展具體分析。

2.2.1 軸向“崩落”

圖7所示為數(shù)值模擬得到的爆炸加載彈底部前后彈體彈底部分應(yīng)力分布與材料狀態(tài)(σf=3a)。

炸藥裝藥起爆后，爆轟波開始傳播，當(dāng)爆轟波陣面在殼體底部反射后，發(fā)生圓錐形斜沖擊波和平面沖擊波的復(fù)雜相互作用，在彈體底部形成形狀接近于球面的沖擊波陣面[19](見圖7(c))，彈腔底部形成高壓區(qū)，彈體底部的金屬殼在徑向受到強(qiáng)烈擠壓，最終使彈底部變成倒置漏斗的形狀(見圖7(f))。結(jié)合數(shù)值模擬圖像進(jìn)行該過程的具體分析：t=40 μs時(shí)，由爆炸加載導(dǎo)致的應(yīng)力波已在彈底部開始傳播；t=42 μs時(shí)，應(yīng)力波波陣面仍在彈底部區(qū)域，而彈底部與彈體壁結(jié)合的內(nèi)側(cè)圓角處已有卸載，裂紋自此處開始；t=44 μs時(shí)，彈底內(nèi)側(cè)圓角與彈底外側(cè)邊緣連線應(yīng)力最大，從圓角處衍生的裂紋極有可能沿此處擴(kuò)展，直至貫穿彈底內(nèi)、外側(cè)；t=60 μs時(shí)，彈底形成的漏斗形大破片從彈體中完全斷裂。在此過程中，彈底邊緣由于裂紋貫穿內(nèi)、外側(cè)發(fā)生的軸向斷裂，類似爆炸成型彈丸(EFP)聚能裝藥在起爆后藥型罩變形過程中出現(xiàn)的軸向“崩落”現(xiàn)象。參考文獻(xiàn)[20]，類似地可認(rèn)為在彈底經(jīng)受爆炸加載后，由于彈底部沿徑向不同位置存在速度梯度，塑性波將在彈底內(nèi)部傳播，當(dāng)速度梯度超過斷裂臨界值，軸向斷裂便由此發(fā)生。

圖8給出了彈底坐標(biāo)系及施加在彈底部的觀測(cè)點(diǎn)位置。圖9給出了以彈底中心為坐標(biāo)原點(diǎn)時(shí)，各觀測(cè)點(diǎn)處彈體軸向(z軸方向)與徑向(x軸方向)速度沿彈徑(x軸)的分布(σf=3a，t=80 μs)。

由圖9可知，沿彈徑方向(x軸方向)，彈底x=±30 mm處相鄰質(zhì)點(diǎn)速度梯度差過大，彈體50SiMnVB鋼極可能在此處斷裂，產(chǎn)生軸向“崩落”，即彈底破裂面內(nèi)輪廓半徑Ri約為30 mm，與圖5中實(shí)際回收破片測(cè)得的尺寸接近。

2.2.2 彈底外側(cè)層裂

當(dāng)平面爆轟波正向入射靶板時(shí)，即有壓縮波沿靶板傳播并在靶板的后自由面反射，隨后波之間的相互作用產(chǎn)生拉伸應(yīng)力，在相應(yīng)的條件下可能導(dǎo)致靶板出現(xiàn)層裂式斷裂，屬于一種材料開裂性斷裂的動(dòng)態(tài)斷裂，層裂式斷裂表面通常粗糙不平，既有脆性斷口，也有延性斷口。特別地，當(dāng)炸藥裝藥在有限厚度金屬靶板表面接觸爆炸時(shí)，靶板材料的一部分可能層裂或裝藥下方靶板發(fā)生穿孔式完全斷裂[19]。

類似地，在彈底受到炸藥爆炸加載后，壓縮波也會(huì)沿彈底厚度方向傳播并在彈底外側(cè)自由面反射，產(chǎn)生拉伸應(yīng)力在一定條件下極可能導(dǎo)致彈底中心部分出現(xiàn)層裂，沖出一個(gè)具有一定速度的“塞塊”。從圖7彈底厚度剖面看：t=46 μs時(shí)，在彈底內(nèi)部已出現(xiàn)材料破壞導(dǎo)致的裂紋；t=50 μs時(shí)，彈底內(nèi)部層裂區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，同時(shí)環(huán)向裂紋互相連通。圖10和圖11分別為數(shù)值模擬獲得的彈底速度分布圖和彈底層裂“塞塊”形態(tài)圖(σf=3a，t=100 μs)。

圖10 彈底速度分布圖(σf=3a，t=100μs)

圖11 彈底層裂“塞塊”形態(tài)(σf=3a，t=100 μs)

結(jié)合2.2.1節(jié)分析，在彈體底部形成的球面沖擊波陣面(見圖7(c))從彈體底部外表面輸出后，引起前沿也是球面的反射稀疏波向內(nèi)傳播，導(dǎo)致殼體底部圓錐形拉伸應(yīng)力區(qū)的產(chǎn)生，并因此引起底部層裂[19]。由圖10可直觀獲知爆炸加載下壓縮波傳入彈底，并在外側(cè)自由面反射形成的拉伸波共同作用下，彈底發(fā)生層裂沖出的“塞塊”速度約為1 075 m/s；由圖11可知，“塞塊”形態(tài)類似表面凹凸不平的實(shí)心圓柱，圓柱高約8 mm，底面直徑約為20 mm.

2.2.3 徑向裂紋衍生、擴(kuò)展

圖12所示為數(shù)值模擬獲取的典型時(shí)刻彈底外側(cè)徑向裂紋衍生及擴(kuò)展過程(σf=3a)。

圖12 彈底外側(cè)裂紋衍生及擴(kuò)展過程(σf=3a)

由圖12可知：在t=60 μs時(shí)，彈底已從彈體中較完整地?cái)嗔殉鰜恚瑫r(shí)在外側(cè)表面已有裂紋孔洞衍生，隨著應(yīng)力波在彈底的反復(fù)傳播，裂紋不斷衍生、擴(kuò)展；t=74 μs時(shí)，在彈底外側(cè)表面出現(xiàn)數(shù)條徑向與環(huán)向裂紋；t=80 μs時(shí)，徑向和環(huán)向裂紋已互相連通，彈底外側(cè)中心出現(xiàn)明顯層裂區(qū)，但并未使彈底完全破碎，最終形成帶有裂紋和層裂破壞區(qū)的彈底大破片。

2.3 小結(jié)

保留彈底大破片(σf=3a)主要的斷裂形態(tài)，忽略較小的孔洞和其他破壞，繪制彈底大破片斷裂模式分析圖，如圖13所示，其中Ⅰ為軸向“崩落、Ⅱ?yàn)橥鈧?cè)層裂、Ⅲ為徑向裂紋衍生與擴(kuò)展。

圖13 彈底大破片斷裂模式分析

結(jié)合2.2節(jié)分析和圖13，在炸藥裝藥起爆后，彈體彈底部先后經(jīng)歷爆轟波加載、應(yīng)力波卸載等過程后，在彈底部發(fā)生的斷裂模式主要包括以下3類：軸向“崩落”、外側(cè)層裂、徑向裂紋衍生與擴(kuò)展。且3類斷裂模式的起始時(shí)間存在先后，軸向“崩落”最先發(fā)生(t=42 μs)，外層層裂隨后發(fā)生(t=46 μs)，最后發(fā)生徑向裂紋的衍生與擴(kuò)展(t=60 μs)，但各自發(fā)展階段存在重合。

由彈底3類斷裂模式的發(fā)展就可以分析異常淬火彈體爆炸產(chǎn)生彈底大破片的原因和物理過程：由于彈底內(nèi)側(cè)圓角處最先卸載，裂紋開始在此處衍生，同時(shí)圓角與彈底外側(cè)邊緣連線應(yīng)力最大，軸向“崩落”首先發(fā)生，導(dǎo)致完整彈底從彈體中截?cái)喑鰜?，爆轟產(chǎn)物在彈底邊緣處泄露，減弱了其對(duì)彈底的持續(xù)作用；同時(shí)由于材料塑性增大，動(dòng)態(tài)拉伸破壞極限提高，在“脫落”彈底上發(fā)生的層裂作用只能使彈底外側(cè)中心部分材料以高速“塞塊”的形式?jīng)_出，無法形成貫穿式大范圍破壞，彈底大破片上數(shù)條徑向裂紋在外側(cè)衍生，但同樣因?yàn)楸Z產(chǎn)物泄露和材料塑性提高，不能互相連通，也不能從中心破壞區(qū)貫穿至邊緣。綜上分析，軸向“崩落”是彈底大破片形成的必要條件，但后兩類斷裂模式發(fā)展不充分、不徹底使得彈底無法斷裂為數(shù)塊破片，最終形成帶有裂紋和層裂破壞區(qū)的彈底大破片，并在一定條件下發(fā)生破片回飛事故，產(chǎn)生嚴(yán)重的安全隱患。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

由2.2節(jié)數(shù)值模擬方法獲得的彈底大破片產(chǎn)生過程與分析獲得的3類彈底斷裂模式，即異常淬火彈體爆炸產(chǎn)生彈底大破片原因仍需要通過復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。通過控制熱處理工藝中的淬火過程，模擬淬火油與彈體提前分離的狀態(tài)，成功試制了存在大量回火索氏體和上貝氏體混合組織的50SiMnVB鋼彈體。圖14所示為通過金相顯微鏡觀察到該彈體50SiMnVB鋼表面的微觀組織形貌。同時(shí)，通過力學(xué)性能材料試驗(yàn)機(jī)測(cè)得其屈服強(qiáng)度為986 MPa，斷面收縮率為44%，已接近彈底大破片50SiMnVB鋼的材料力學(xué)性能。

圖14 靜爆彈體表面微觀組織

利用試制的50SiMnVB鋼彈體在其他條件均不改變的情況下裝填B炸藥，制成全備彈后在靶場(chǎng)進(jìn)行靜爆試驗(yàn)，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖15所示，試驗(yàn)彈下方依次是多層木制箱和厚沙土層，在彈丸頂部起爆，利用箱體下方的厚沙土層回收彈底破片。

圖15 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置

彈丸起爆后，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)木制箱向四周分散，在形態(tài)較完好的木制箱體上出現(xiàn)完整的圓形孔洞，如圖16(a)所示。在爆炸造成的沙土層凹坑中拾取到6塊較大的彈底破片，拼接后如圖16(b)所示。

圖16 試驗(yàn)結(jié)果

由圖16可知：木制箱上留有的完整圓形孔洞說明彈體的彈底部分在受爆炸加載后并未瞬間斷裂成四散分離的大量小破片；在彈丸底部沙土層凹坑中回收的6塊較大破片基本可拼接成完整的彈底大破片，且彈底破片邊緣部分呈現(xiàn)撕裂狀，拼接的大破片中心處有層裂導(dǎo)致的穿孔式完全斷裂[20]，徑向有連通彈底內(nèi)、外側(cè)和中心與邊緣的6條大裂紋，證明了彈底破片存在的3類斷裂模式：軸向“崩落”、外側(cè)層裂、徑向裂紋衍生與擴(kuò)展。此次靜爆試驗(yàn)回收的彈底破片斷裂破壞較為嚴(yán)重，形成6塊破片，沒有完全復(fù)現(xiàn)事故彈完整的回飛彈底大破片，可能是因?yàn)樵囼?yàn)回收采用的厚沙土層較硬，帶斷裂破壞區(qū)的彈底大破片與其碰撞后沿原有裂紋徹底斷裂。其次，試制彈體時(shí)沒有完全做到與事故彈彈體50SiMnVB鋼的力學(xué)性能一致。

4 結(jié)論

本文針對(duì)異常淬火彈體爆炸產(chǎn)生回飛彈底大破片現(xiàn)象，利用金相顯微鏡觀察正常與異常淬火彈體及彈底大破片微觀組織，采用AUTODYN軟件開展不同拉伸極限的彈體爆炸驅(qū)動(dòng)過程數(shù)值模擬，分析了彈底斷裂模式及異常淬火彈體爆炸產(chǎn)生彈底破片的原因和物理過程，并得到故障復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)的驗(yàn)證。主要得出以下結(jié)論：

1)隨著彈體拉伸破壞主應(yīng)力σf提高，爆炸加載后的彈底由斷裂為數(shù)塊逐漸過渡為帶有裂紋和層裂破壞區(qū)的彈底大破片；當(dāng)σf=3a時(shí)，數(shù)值模擬結(jié)果與回收彈底大破片形貌、尺寸一致。

2)內(nèi)爆加載下彈底的斷裂模式包括：軸向“崩落”、外側(cè)層裂、徑向裂紋衍生與擴(kuò)展。

3)異常淬火彈體與彈底大破片出現(xiàn)大量回火索氏體與上貝氏體混合微觀組織，提高了彈體鋼材的塑性和屈服強(qiáng)度，可導(dǎo)致內(nèi)爆加載下彈底大破片的產(chǎn)生。

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