不同填塞裝藥下金屬柱殼斷裂特性的實(shí)驗(yàn)研究

禹富有， 董新龍， 俞鑫爐， 付應(yīng)乾

(1.寧波大學(xué) 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 浙江 寧波 315211； 2.北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院， 北京 100081)

0 引言

金屬柱殼爆炸膨脹碎裂過程及其破壞機(jī)理一直是動(dòng)態(tài)破壞及軍事領(lǐng)域關(guān)注的熱點(diǎn)[1-3]。早期Taylor[4]將爆炸下金屬柱殼膨脹破壞過程假設(shè)為沿環(huán)向的拉伸斷裂，基于剛塑性理論分析提出了著名的Taylor斷裂判據(jù)。Hoggatt等[5]觀察了不同爆速炸藥作用下柱殼的膨脹破裂現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)碎片除存在拉伸斷裂模式外，還存在拉伸- 剪切混合斷裂模式，并且剪切斷裂占斷口比例與爆炸壓力有關(guān)。分析認(rèn)為在較高爆炸壓力作用時(shí)，柱殼近內(nèi)表面為高壓應(yīng)力狀態(tài)，易產(chǎn)生熱黏塑性失穩(wěn)的剪切破壞，并與外表面起始的拉伸裂紋相連接，形成拉伸- 剪切混合斷裂模式。為此，Hoggatt等[5]改進(jìn)Taylor模型來解釋剪切斷裂區(qū)與壓力的關(guān)系。1971年Beetle等[6]利用掃描電鏡分析了爆炸加載下柱殼的碎片斷口，認(rèn)為徑向裂紋首先在壁厚中部靠近外表面處形成，在環(huán)向拉伸應(yīng)力作用下向內(nèi)、外表面?zhèn)鞑?，并在其?nèi)表面發(fā)現(xiàn)絕熱剪切帶存在。2002年Singh等[7]對(duì)銅管的爆炸膨脹進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)柱殼在高速膨脹破壞中剪切斷裂占主導(dǎo)地位。近年來，國(guó)內(nèi)胡海波等[8-9]、湯鐵鋼等[10]、胡八一[11]對(duì)45號(hào)鋼、TC4鈦合金及WTG05鎢合金柱殼等金屬管開展了大量爆炸膨脹的實(shí)驗(yàn)，研究顯示金屬柱殼斷裂模式與材料、炸藥壓力及壁厚等多種因素有關(guān)，并且還存在一種單旋絕熱剪切斷裂現(xiàn)象[8-9]。Goto等[12]比較AerMer-100鋼及AISI1018鋼柱殼的斷裂實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)雖然二者碎裂斷口均呈剪切破壞特征，但機(jī)理卻有區(qū)別：強(qiáng)度較大的AerMer-100鋼為絕熱剪切帶控制的剪切破壞，而較軟的AISI1018鋼在柱殼壁厚中部存在大量分布孔洞，剪切斷裂沿孔洞連接發(fā)展。

綜上可見，不同條件下的柱殼外爆膨脹實(shí)驗(yàn)得到的破壞現(xiàn)象及機(jī)理存在較大差別。一般認(rèn)為[5]：在較低爆壓時(shí)裂紋從外表面起始向內(nèi)擴(kuò)展，主要呈拉伸斷裂模式；而在較高爆壓作用下柱殼以拉伸- 剪切混合型或以剪切斷裂模式為主。針對(duì)外表面起始的拉伸斷裂模式，張世文等[13]、金山等[14]開展有限元及實(shí)驗(yàn)比較分析認(rèn)為：理想無缺陷金屬柱殼不會(huì)發(fā)生外壁起始的拉伸破壞，拉伸斷裂模式的產(chǎn)生可能與圓管外表面存在缺陷相關(guān)。俞鑫爐等[15-16]、潘順吉等[17]采用有限元及實(shí)驗(yàn)方法對(duì)不同爆炸壓力作用下金屬柱殼的沖擊波傳播、應(yīng)變演化發(fā)展及應(yīng)力狀態(tài)等進(jìn)行了分析，認(rèn)為：爆炸沖擊波在試樣內(nèi)、外壁間來回反射，碎裂的起始及破壞模式與應(yīng)力波反射形成的二次塑性區(qū)演化相關(guān)；高壓下斷裂發(fā)生在沖擊波加載階段，裂紋首先從試樣壁厚中部起始并向內(nèi)、外壁擴(kuò)展導(dǎo)致斷裂；而在較低爆壓下，破壞發(fā)生在自由膨脹階段，斷裂從內(nèi)表面起始沿剪切方向向外壁擴(kuò)展?？梢姡饘僦鶜ね獗榱咽且粋€(gè)強(qiáng)沖擊(102GPa)波作用下材料和結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了高應(yīng)變率塑性變形導(dǎo)致斷裂的復(fù)雜物理現(xiàn)象，破壞過程及斷裂機(jī)制可能受裝藥、柱殼結(jié)構(gòu)尺寸[18]、加載率[19]及內(nèi)、外表面缺陷等多重因素影響。

本文擬對(duì)載荷與結(jié)構(gòu)特性對(duì)柱殼爆炸膨脹斷裂過程的影響開展研究，通過設(shè)計(jì)不同填塞裝藥的TA2鈦合金柱殼的膨脹加載碎裂實(shí)驗(yàn)，探討相同爆壓、不同載荷特征或壁厚對(duì)金屬柱殼膨脹破壞斷裂過程及機(jī)理的影響。

1 柱殼爆炸實(shí)驗(yàn)方法及材料

圖1 實(shí)驗(yàn)加載裝置及裝藥示意圖Fig.1 Experimental set-up

為研究載荷脈寬同柱殼壁厚的比值對(duì)碎裂過程的影響，對(duì)金屬柱殼采用不同厚度的藥柱進(jìn)行填塞，藥柱外表面緊貼金屬柱殼內(nèi)壁裝配，如圖1所示。所用炸藥以季戊四醇四硝酸酯(PETN)為基，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為88%，其余為添加劑。炸藥密度為1.468 g/cm3，爆速約為8 000 m/s，分別壓制成實(shí)心、空心圓柱形，其中空心藥柱的壁厚分別為1.9 mm、1.2 mm. 實(shí)驗(yàn)通過雷管引爆副炸藥，從一端起爆對(duì)柱殼進(jìn)行滑移爆轟加載。

試樣采用TA2鈦合金柱殼，由TA2鈦合金棒材機(jī)械加工制成，高100 mm、內(nèi)徑19 mm、外徑25 mm、壁厚3 mm. TA2鈦合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為：Ti 99.6%，C 0.021%，F(xiàn)e 0.06%，N 0.025%，H 0.004%，O 0.11%，組織為單相α等軸晶，如圖2所示。

圖2 TA2原始金相Fig.2 Primary metallography of TA2

實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)軟回收裝置，對(duì)柱殼爆炸碎片進(jìn)行回收。實(shí)驗(yàn)后，對(duì)碎片逐一進(jìn)行稱重記錄，統(tǒng)計(jì)碎片尺寸分布；對(duì)典型碎片進(jìn)行微觀金相分析，觀測(cè)組織變形、損傷(微裂紋)及裂紋擴(kuò)展等。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 碎片特征及分布

圖3 為TA2鈦合金柱殼在3種不同裝藥爆炸膨脹破壞時(shí)回收碎片特征及分布情況。當(dāng)采用實(shí)心藥柱填塞加載時(shí)，回收碎片主要呈長(zhǎng)條狀，其長(zhǎng)度與柱殼初始長(zhǎng)度相同，條狀碎片寬度在2.5～4.5 mm之間，如圖3(a)所示。碎片的宏觀斷口與試樣徑向成近似45°，呈剪切斷裂形式。碎片內(nèi)表面上可見沿試樣軸向發(fā)展的平行集中變形帶條紋或微裂紋分布，其間距小于0.5 mm，如圖4(a)所示。

圖3 回收碎片分布Fig.3 Recovered fragments of exploded cylinders with different charges

圖4 不同裝藥下宏觀碎片及斷裂表面特征 Fig.4 Macroscopic fragments and fracture surface characteristics of cylinder shells with different charges

當(dāng)采用壁厚為1.9 mm的空心藥柱填塞加載時(shí)，典型碎片如圖3(b)所示。與實(shí)心裝藥類似，碎片同樣呈長(zhǎng)條狀，內(nèi)表面存在集中變形帶條紋或微裂紋分布，其間距小于1 mm. 碎片寬度集中分布在4.2～ 6.4 mm之間，呈剪切型斷口形貌。但與實(shí)心裝藥加載不同，碎片剪切斷口沿厚度方向可見臺(tái)階或分層現(xiàn)象，如圖4(b)所示。

當(dāng)采用壁厚為1.2 mm的空心藥柱填塞加載時(shí)，統(tǒng)計(jì)顯示碎片寬度分布在6.22～10.00 mm之間。與實(shí)心炸藥和壁厚1.9 mm的空心炸藥加載相比，碎片的寬度增大。沿試樣厚度方向發(fā)生層裂，存在大量厚度僅為1 mm左右的層裂片，碎片的數(shù)量明顯增多，如圖3(c)所示。圖4(c)為一碎片的宏觀形貌，可見：碎片宏觀斷口為與試樣徑向成近似45°的剪切斷裂形式，外表面與一層厚度為1 mm左右的層裂片相連。

3種不同填塞裝藥宏觀碎裂特征比較顯示：金屬柱殼爆炸碎裂特性及其斷裂機(jī)理不僅與炸藥相關(guān)，還與裝藥及柱殼結(jié)構(gòu)相關(guān)。實(shí)驗(yàn)中，采用不同厚度炸藥對(duì)相同尺寸TA2鈦合金柱殼進(jìn)行加載，結(jié)果顯示柱殼的碎裂特征不同：當(dāng)采用實(shí)心藥柱填塞加載時(shí)，碎片呈現(xiàn)剪切斷裂模式；當(dāng)壁厚1.2 mm空心藥柱加載時(shí)，表觀斷口仍呈現(xiàn)剪切斷裂模式，但碎片沿厚度方向存在明顯的分層，在柱殼的厚度方向上發(fā)生層裂，柱殼外表面有一層1 mm左右厚度的層裂痂片斷開，使碎片數(shù)量明顯增多。

2.2 斷裂機(jī)理微觀金相分析

分別取3種填塞裝藥情況柱殼爆炸斷裂典型碎片進(jìn)行微觀金相分析，將圖4中的典型碎片沿虛線剖開進(jìn)行觀察。圖5為實(shí)心藥柱加載時(shí)柱殼回收碎片橫截面的金相特征：柱殼近內(nèi)表面可見沿徑向近45°或135°平行交叉的網(wǎng)狀絕熱剪切帶分布，如圖5(a)所示：裂紋從內(nèi)壁處起裂，沿剪切帶向外壁發(fā)展導(dǎo)致破壞(見圖5(a)中箭頭方向)。對(duì)圖5(a)中橢圓形標(biāo)記區(qū)域進(jìn)一步放大觀察，剪切帶為白亮的相變帶特征，如圖5(b)所示。裂紋從內(nèi)壁處起裂，沿剪切帶向外壁發(fā)展導(dǎo)致破壞。

圖6為壁厚1.9 mm空心藥柱加載時(shí)柱殼回收碎片的橫截面微觀金相，在試樣厚度中部可見大量帶狀分布的損傷(微裂紋孔洞)，內(nèi)表面可見分布的微裂紋或變形缺口，其與宏觀內(nèi)表面分布沿軸向的平行條紋或裂紋相對(duì)應(yīng)。觀察柱殼截面金相注意到：截面厚度中部的損傷區(qū)由微孔洞及其相互連接形成的微裂紋組成，剪切裂紋大部分是從損傷帶位置起始并向內(nèi)、外表面發(fā)展，如圖6(a)所示。由圖6(a)可以看出：壁厚1.9 mm空心炸藥載荷作用下，TA2鈦合金柱殼試樣首先在截面厚度中部形成帶狀分布的積塑性損傷及孔洞，隨后局部孔洞長(zhǎng)大、連接形成剪切裂紋，并向內(nèi)、外表面發(fā)展，形成碎片并導(dǎo)致碎裂。試樣近內(nèi)表面區(qū)域內(nèi)未見孔洞絕熱剪切帶，但可見與內(nèi)表面成45°或135°的滑移帶分布，如圖6(b)所示。

圖5 實(shí)心藥柱作用時(shí)碎片截面金相Fig.5 Metallography of fragments under the action of solid charge

圖6 空心藥柱作用時(shí)柱殼截面金相(藥柱壁厚1.9 mm)Fig.6 Metallography of shell cross section under the action of cavity charge(cylinder wall thickness: 1.9 mm)

圖7所示為壁厚1.2 mm空心藥柱加載時(shí)回收柱殼碎片的橫截面金相圖。觀察發(fā)現(xiàn)：在柱殼橫截面中部同樣存在微損傷帶，并且同壁厚1.9 mm空心藥柱加載時(shí)的回收碎片相比，微損傷帶的帶區(qū)域更寬，損傷區(qū)域的微孔洞數(shù)量更多并相互連接形成微裂紋。剪切斷裂同樣由試樣中部的微損傷帶起始，并沿剪切方向向內(nèi)、外表面擴(kuò)展。在試樣近內(nèi)表面處同樣觀察到交叉分布的帶束結(jié)構(gòu)，如圖7(b)所示?？梢婋S空心藥柱壁厚減小，在試樣中部產(chǎn)生更嚴(yán)重的損傷帶，并且進(jìn)一步還可能在近外表面處形成沿?fù)p傷帶上表面剝離的層裂痂片。試樣沿周向斷裂的剪切裂紋也是從損傷區(qū)起始向內(nèi)、外表面擴(kuò)展形成。

圖7 空心藥柱作用時(shí)柱截面金相(藥柱壁厚1.2 mm)Fig.7 Metallography of shell cross section under the action of cavity charge(cylinder wall thickness:1.2 mm)

2.3 破壞機(jī)理分析

微觀金相顯示：TA2鈦合金柱殼在不同裝藥情況下，碎片的宏觀斷口形貌均為剪切斷裂特征，但其形成的微觀過程并不相同。當(dāng)實(shí)心藥柱加載時(shí)，柱殼在爆炸載荷作用下，首先在柱殼試樣內(nèi)表面處形成近45°或135°分布的絕熱剪切帶，剪切裂紋從試樣內(nèi)表面起始，沿絕熱剪切帶向外表面擴(kuò)展，產(chǎn)生剪切破壞形成碎裂。而在1.9 mm空心藥柱加載時(shí)，首先在試樣中部形成損傷(微孔洞)帶，剪切裂紋從中部起始沿45°或135°向內(nèi)、外表面擴(kuò)展，導(dǎo)致剪切斷裂破壞，因此在剪切斷口上可見臺(tái)階或分層的特征。當(dāng)柱狀炸藥厚度更薄時(shí)(1.2 mm)，還會(huì)進(jìn)一步發(fā)生層裂?？梢妳^(qū)分柱殼破壞特征及機(jī)理，不能簡(jiǎn)單只與爆炸壓力及材料相關(guān)，還與柱殼及裝藥的集合特征相關(guān)，是一個(gè)結(jié)構(gòu)破壞過程,是與應(yīng)力波的傳播及相互作用過程導(dǎo)致的多機(jī)制損傷破壞競(jìng)爭(zhēng)物理過程相關(guān)。俞鑫爐[16]曾采用有限元對(duì)不同爆炸壓力作用下金屬圓管內(nèi)的沖擊波傳播、應(yīng)變演化發(fā)展及應(yīng)力狀態(tài)等規(guī)律進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)沖擊波在試樣內(nèi)、外壁間來回反射過程中，沿柱殼壁厚拉壓狀態(tài)是變換的，并不完全是像塑性動(dòng)力學(xué)模型[4-5]描述的簡(jiǎn)單地將外表面當(dāng)作拉伸應(yīng)力狀態(tài)區(qū)，近內(nèi)表面是壓縮應(yīng)力狀態(tài)區(qū)。實(shí)際上，當(dāng)爆炸沖擊波傳至試樣外表面后，自由面反射卸載，加載塑性波與卸載彈性波相交后的應(yīng)力值超過塑性變形歷史中曾達(dá)到過的最大應(yīng)力值，仍能重新發(fā)生塑性加載而形成二次塑性區(qū)[16]，導(dǎo)致試樣壁厚中間部位的應(yīng)變逐漸超過試樣內(nèi)、外邊界上的等效塑性應(yīng)變，使得試樣厚度中部塑性應(yīng)變積累最大。因此，可以在試樣厚度中部形成孔洞微裂紋帶，塑性應(yīng)變局域化集中發(fā)展，形成剪切裂紋并向內(nèi)、外壁擴(kuò)展導(dǎo)致柱殼破碎。當(dāng)柱殼厚度相對(duì)載荷脈寬較大時(shí)，可能產(chǎn)生層裂，如實(shí)驗(yàn)中采用壁厚1.2 mm空心藥柱加載情況(見圖7)；而試樣壁厚相對(duì)載荷脈寬較小時(shí)，高壓的爆炸波持續(xù)作用在內(nèi)表上，使得內(nèi)表面處產(chǎn)生的熱塑失穩(wěn)早于試樣中部的二次損傷塑性區(qū)破壞產(chǎn)生，因此會(huì)在內(nèi)壁處產(chǎn)生絕熱剪切型斷裂，如實(shí)驗(yàn)采用實(shí)心柱狀裝藥情況(見圖5)。對(duì)于壁厚1.9 mm空心裝藥，雖然碎片的剪切斷裂是從中部起始并向內(nèi)、外表面擴(kuò)展導(dǎo)致斷裂，但試樣近內(nèi)表面可見近似成45°或135°的微剪切帶分布特征?？梢?，柱殼爆炸膨脹碎裂是一個(gè)沖擊波作用下涉及沖擊波傳播及相互作用的材料多物理破壞機(jī)制的競(jìng)爭(zhēng)過程，與爆炸載荷、試樣結(jié)構(gòu)及材料破壞特性相關(guān)。

3 結(jié)論

本文對(duì)金屬柱殼在不同填塞裝藥下的爆炸膨脹碎裂特征及破壞機(jī)理開展研究，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)了實(shí)心藥柱、1.9 mm及1.2 mm壁厚空心藥柱3種形式的填塞裝藥工況，探討具有相同爆壓、不同衰減特性的爆炸沖擊波對(duì)TA2鈦合金金屬柱殼膨脹碎裂特性及斷裂機(jī)理的影響。通過對(duì)軟回收碎片的損傷破壞及微觀金相觀察，分析了不同載荷下金屬柱殼的裂紋起始、擴(kuò)展及其機(jī)制。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示：

1)采用爆速約為8 000 m/s的炸藥時(shí)，3種填塞裝藥條件下，柱殼碎片斷口均呈現(xiàn)剪切斷裂模式，但壁厚1.2 mm空心裝藥時(shí)反而碎片數(shù)量最多，寬度分布范圍最大；實(shí)心與壁厚1.9 mm裝藥情況下，碎片寬度分布相近。

2)微觀分析表明，不同填塞裝藥情況下，TA2鈦合金柱殼斷裂壞機(jī)理及過程不同：當(dāng)實(shí)心填塞裝藥時(shí),在柱殼內(nèi)壁處形成45°或135°分布的網(wǎng)狀絕熱剪切帶，裂紋從內(nèi)表面起始沿絕熱剪切帶向外表面擴(kuò)展形成斷裂；當(dāng)采用壁厚1.9 mm空心藥柱時(shí)，首先在柱殼壁厚中部形成微損傷帶，裂紋從中部起始向內(nèi)、外表面擴(kuò)展并導(dǎo)致碎裂；隨炸藥壁厚減小至1.2 mm，還發(fā)生層裂破壞。

3)實(shí)驗(yàn)分析表明：柱殼爆炸膨脹斷裂模式及其機(jī)制不僅僅與爆炸壓力及材料相關(guān)，還與載荷脈寬同柱殼壁厚的比值相關(guān)，其碎裂是一個(gè)沖擊波作用下涉及波傳播及相互作用的材料多物理破壞機(jī)制的競(jìng)爭(zhēng)過程，與爆炸載荷、試樣結(jié)構(gòu)及材料破壞特性相關(guān)。