內部爆炸加載下變壁厚殼體破片的宏觀與金相分析*

張志彪，王雨時，鄧 濤

(1 南京理工大學機械工程學院，南京 210094； 2 信陽涉外職業技術學院，河南信陽 465550)

0 引言

現代戰爭中武器的毀傷威力不斷增強，迫使重要目標逐步轉入地下深層。在實踐中，反硬目標武器廣泛采用侵徹爆破戰斗部，利用其侵徹進入目標內部后爆炸產生的沖擊波超壓和破片毀傷。但侵徹過程彈道環境嚴酷，易導致戰斗部結構強度不足進而發生彈道失穩。為解決該問題可采用錐型變壁厚彈體結構[1]。但該結構在內部爆炸加載下形成自然破片的機理尚需進一步研究，其中破片的宏觀特征與微觀特征及其規律是重要的研究內容。

第二次世界大戰至今，針對經典的等壁厚殼體產生的自然破片已有大量研究，在實驗、理論和破片金相分析等方面取得很多成果。1947年，Mott[2]等人基于試驗，提出了彈體結構與破片質量統計分布之間尺度關系的經典理論。D. M. Goto[3]等人對鋼柱殼進行了內部爆炸試驗，采用高速攝影和破片回收的方法從宏觀、微觀、質量分布等角度研究了相關斷裂與破碎機理。Hiroe[4]等人研究了多種金屬殼體在太安炸藥內部爆炸加載下的破碎規律，通過對破片的宏觀與微觀分析，發現存在拉伸與剪切兩種斷裂模式，認為剪切失效是金屬殼體破碎的主要失效模式。金山[5]等人從宏觀和微觀兩方面研究了爆轟加載下鈹青銅柱殼的膨脹斷裂特性及其與熱處理狀態之間的關系。李碩[6]等人研究了強沖擊載荷下超高強度鋼破片斷裂模式。初蓓[7]等人以圓管型模擬彈試驗為基礎研究了貝氏體鋼彈體的破片形成機理。

以上研究均基于等壁厚柱殼，而變壁厚殼體的相關研究很少。段卓平[8]等通過試驗得到了45鋼變壁厚殼體外表面各點拉氏速度的不定常增長歷史。文中采用砂箱靜爆法回收內部爆炸加載下變壁厚殼體生成的自然破片，從宏觀角度觀察分析破片的形態和斷裂模式，并采用掃描電子顯微鏡對典型破片進行金相分析。

1 試驗

為研究內部爆炸加載下變壁厚殼體破片的宏觀特征和微觀特征，采用3種殼體結構分別從兩端起爆，設計了如表1所列的5種試驗工況。每種工況數量為3發，裝藥均為直徑36 mm的圓柱，殼體為變壁厚錐殼。每發試驗采用6節長60 mm的壓裝梯恩梯藥柱，由蟲膠漆粘接，裝藥密度約為1.50 g/cm3，共約550 g。殼體材料為正火狀態下45鋼。

表1 試驗工況設計

作為例子，工況3的被試品如圖1所示，中間部分為長240 mm 的45鋼變壁厚殼體。為盡可能排除稀疏波的影響，兩端對接了長60 mm的紫銅柱殼。

本試驗采用沙子作為緩沖介質回收破片，采用爆炸鋼筒作為容器。被試品放置于鋼筒中心，采用厚紙板和木架在被試品周圍形成空腔，以保證破片生成過程中不接觸沙子，如圖2所示。被試品放置完畢后，木架上側加厚紙板并覆蓋沙子。

2 試驗結果

對試驗回收的破片逐發進行清洗、晾干和稱重，得到表2，各工況試驗的破片回收率均較高。

統計結果表明，在殼體裝藥直徑和裝藥量均相同的情況下：①對于相同結構殼體，從大端起爆后所產生破片總數大于從小端起爆時的破片總數；②起爆點位置相同時，質量較小殼體產生的破片數較少；③從小端起爆時大錐角殼體大于0.5 g破片數小于小錐角殼體，從大端起爆時則相反。

表2 試驗結果

3 破片的宏觀特征與微觀特征

3.1 破片的宏觀形態

對每發試驗中的破片進行質量分類和觀察，如圖3和圖4分別為試驗3-1和4-2的破片質量分組照片。由此可見，在炸藥裝藥、變壁厚殼體結構和材料相同的情況下，從小端起爆時產生超長破片的可能性較大，而從大端起爆時中小破片的數量較多。在殼體錐角較大時以上規律更加明顯，其中在試驗3-1中出現了長達205 mm超長破片，約占殼體總長度的85%，而試驗4-2的破片則顯得較短，最長破片只有115 mm。

觀察宏觀形態后發現，破片存在兩種斷裂模式：純剪切斷裂與拉伸剪切混合斷裂。對于工況1和工況2，主要為純剪切斷裂模式，斷裂面與殼體徑向夾角約為45°。但試驗1-3和2-2的個別大端面破片存在拉伸剪切混合斷裂模式，其中試驗1-3包含拉伸斷裂的區域存在于端面開始沿軸向10～15 mm范圍內，而在試驗2-2中則限于5～10 mm的范圍內。

對于工況3，大錐角殼體從小端起爆，所有大端面的破片均屬于拉伸剪切混合斷裂模式，分布在沿軸向20～30 mm區域內。試驗3-1某破片的拉剪混合斷裂范圍如圖5所示，圖中破片上側為外表面，左側包含大端面，約25 mm長的紅色線段標出了拉剪混合斷裂區域，而破片右側其他區域的斷裂面比較規則平滑，屬于純剪切斷裂模式。圖5中標注的A、B等位置為后續金相分析試樣切割面。

對于工況4，大錐角殼體從大端起爆，所有大端面破片同樣屬于拉伸剪切混合斷裂模式，分布在沿軸向約100 mm內。試驗4-1某破片的拉剪混合斷裂情況如圖6所示，該破片大端面下側的剪切斷裂區域只占厚度的1/3，上側的拉伸斷裂區域則存在一條沒有徹底貫穿的拉伸裂紋，裂紋呈現由殼體外側向內發展的特點。

工況5為等壁厚殼體，主要為純剪切斷裂模式，僅有個別端面破片存在拉伸斷裂區域，沿軸向為10～20 mm。表3匯總了各工況破片的主斷裂模式。

工況主斷裂模式拉剪混合斷裂模式分布軸向長度/ mm1純剪切——2純剪切——3拉剪混合所有大端面破片20～304拉剪混合所有大端面破片約 1005純剪切——

3.2 破片的微觀特征

采用掃描電子顯微鏡技術對圖5所示破片的A、B、C、D四個截面進行金相分析，圖7為金相分析各截面圖。

圖8為截面A的掃描電子顯微鏡圖像，左邊是破片的內側，右邊是破片的外側。靠近破片外側的斷裂面與徑向平行，而破片的內側斷裂面則與徑向呈45°角，這表明截面A屬于拉剪混合斷裂模式。在破片中部出現了很多微裂紋和孔洞，有些微裂紋與徑向平行，有些則呈45°角。

圖9為截面B的一部分掃描電子顯微鏡圖像，左邊是破片的內側，右邊是破片的外側。截面B同樣也屬于拉伸剪切混合斷裂模式，但與A不同的是截面B的拉伸斷裂面只占破片厚度的1/4弱，而截面A中的拉伸斷裂面則占一半以上。雖然截面B中部同樣發現了類似的微裂紋和孔洞，但數量和分布范圍較截面A明顯減小。

圖10為截面C的一部分掃描電子顯微鏡圖像，上邊是破片的外側，下邊是破片的內側。可以發現截面C為純剪切斷裂模式，仍然能夠在中部發現微裂紋和孔洞，但大小和分布范圍有明顯減小。

圖11為截面D的一部分掃描電子顯微鏡圖像，上邊是破片的外側，下邊是破片的內側。可以發現截面D為純剪切斷裂模式，而中部并沒有發現微裂紋和孔洞。

3.3 總結與分析

1)宏觀方面

根據表1和表3，工況1、2和5的殼體相對壁厚(壁厚/外徑)均小于0.2，屬于薄壁，在爆炸加載下以純剪切斷裂狀態為主；工況3和4的殼體大端相對壁厚均超過0.2，屬于厚壁，因此包含大端面的大部分破片存在拉伸斷裂面，但工況3中的軸向分布范圍遠遠小于工況4，兩工況僅起爆位置不同，卻存在明顯差異。

以上現象說明錐度較大的工況3和工況4在相同結構下，起爆端位置明顯影響大端附近破片的斷裂模式，從小端起爆使得殼體發生拉伸剪切混合斷裂的范圍較大端起爆時明顯縮小。

2)微觀方面

利用掃描電子顯微鏡分別觀測了圖5所示試驗3-1中某破片的4個截面。該破片包含殼體大端面，而截面A到D是按照距離大端面的遠近程度排列的。可以發現：

① 該破片端面處拉伸斷裂的厚度方向占比最大，該比例沿軸向逐漸減小，直到破片完全轉變為純剪切斷裂。

② 該破片靠近端面部分的厚度方向中部存在微裂紋和孔洞，有些微裂紋與徑向平行，有些則呈45°角。說明剪切斷裂模式與拉伸斷裂模式在這里形成了競爭，導致破片在該部位的斷裂面非常不規則，如圖8所示。

③ 隨著破片厚度的減小，這些微裂紋和孔洞的大小、數量和分布范圍逐漸降低，直到消失，但消失過程滯后于拉伸斷裂模式。

以上宏觀現象和微觀現象與殼體裂紋沿軸向的傳播過程有關。由于變壁厚殼體厚度沿軸向線性變化，所以在相同內部爆炸壓力加載下，各軸向位置殼體膨脹的速度不同，裂紋出現時間也不同。而試驗中滑移爆轟波到達各位置的時間受到起爆端位置影響，導致從小端起爆時薄壁處的斷裂時刻遠早于厚壁處，而從大端起爆時兩者非常接近，即各軸向位置處的裂紋在傳播過程中相對獨立。那么從小端起爆時上游裂紋有充分的時間影響下游殼體的斷裂過程，能夠通過裂紋尖端向下游傳遞少量能量，產生一種“撕裂”效果。Hu H. B.的研究指出[9]，殼體軸向剪切斷裂裂紋能夠顯著影響傳播方向前方剪切不穩定發生的位置。而文中試驗中從小端開始傳播的軸向裂紋為剪切斷裂模式，也就導致裂紋傳播前方的相鄰區域更傾向于出現剪切斷裂，從而大幅度減少拉剪混合斷裂模式的分布范圍。圖5所示破片截面C中雖然中部存在微裂紋和孔洞，但卻是純剪切斷裂，這說明前述分析是可信的，試驗3-1中發現的超長破片也印證了這一點。

4 結論

采用砂箱靜爆法，回收了內部爆炸加載下變壁厚殼體生成的自然破片。從宏觀角度觀察了破片的形態，分析了斷裂模式，并采用掃描電子顯微鏡對典型破片進行了金相分析。得到如下結論：

1) 大錐角變壁厚殼體從小端起爆時，易產生超長破片，同時殼體發生拉伸剪切混合斷裂的范圍較大端起爆時顯著縮小。

2) 試驗3-1典型破片靠近端面部分的厚度方向中部存在微裂紋和孔洞，剪切斷裂模式與拉伸斷裂模式的競爭，導致了破片在該部位的斷裂面非常不規則。隨著破片厚度的減小，這些微裂紋和孔洞的大小、數量和分布范圍逐漸降低，直到消失，但消失過程滯后于拉伸斷裂模式。

3) 在應用中可以利用變壁厚彈體的以上特性通過調整結構和起爆位置控制破片的大小和形狀，優化毀傷威力。