40CrMnSiB鋼圓柱殼體膨脹斷裂中間狀態回收試驗研究

陳志闖， 李偉兵， 朱建軍， 王曉鳴， 李文彬

(南京理工大學 智能彈藥技術國防重點學科實驗室， 江蘇 南京 210094)

0 引言

高應變率加載下金屬圓柱殼體的膨脹斷裂過程一直是學者們關注的焦點[1-5]，而爆轟加載下彈體的高應變率膨脹變形、裂紋萌生擴展以及斷裂形成破片的過程與形成破片的質量分布、初速、飛散角等都有極大的關聯，直接影響著破片戰斗部的毀傷威力[1-2]。同種金屬材料經不同熱處理后，殼體材料內部微觀組織的變化會導致斷裂特性的不同，國內外對其在爆轟加載下膨脹斷裂響應問題開展了系列研究。Balagansky等[3]、金山等[4]對不同熱處理條件下的金屬殼體動態斷裂過程進行了高速攝影試驗研究，發現不同熱處理條件對圓柱殼體表面裂紋的產生以及動態性能有著較大影響，但傳統的試驗技術[5-7]無法觀測殼體內部裂紋的擴展情況，對裂紋的萌生位置、形式及其擴展情況缺乏直觀的觀測。Arnold[8]和朱建軍等[9]針對回火溫度條件對金屬圓柱殼體形成破片尺寸分布的影響進行了試驗和仿真研究，但由于破碎的隨機性以及殼體軸向效應，這類研究多為定性研究，且缺乏描述金屬圓柱殼體整體膨脹斷裂過程的能力。因此有待進一步研究金屬圓柱殼體膨脹斷裂過程中裂紋萌生、擴展至貫穿整個殼體壁厚變形狀態，更加直觀地分析裂紋的分布情況，深入了解殼體動態斷裂機理。

本文通過設計不同回火溫度下40CrMnSiB鋼金屬圓柱殼體膨脹斷裂中間階段凍結回收試驗，研究回火溫度對殼體斷裂特性的影響以及展示裂紋擴展分布情況，并分析回火溫度條件對殼體斷裂過程中相關參量的影響規律，為充分了解金屬圓柱殼體在爆轟作用下膨脹斷裂機理以及宏觀斷裂特性與微觀組織演變過程之間關系的研究奠定基礎。

1 中間狀態凍結回收試驗設計

1.1 金屬圓柱殼體裝藥結構設計

金屬圓柱殼體裝藥結構如圖1所示，其中裝藥為六硝基六氮雜異伍茲烷(CL-20)基壓裝混合炸藥，裝藥長度80 mm、直徑50 mm，殼體材料選用經860 ℃淬火后分別在200 ℃、350 ℃、500 ℃和600 ℃ 4種回火溫度處理下的40CrMnSiB合金鋼，壁厚6 mm,彈體總長為90 mm. 起爆方式為圓筒一端中心起爆，不同回火溫度工況下的殼體材料性能參數如表1所示，高能炸藥CL-20基炸藥的特性參數如表2所示。

表1 不同回火溫度工況殼體材料參數

表2 CL-20基壓裝混合炸藥特性參數

1.2 試驗布局

殼體膨脹斷裂階段凍結回收試驗布置如圖2所示。為了回收處于膨脹斷裂的金屬殼體斷裂發展過程形貌，所設計的凍結回收裝置內徑需要給予殼體較為充分的膨脹空間，且不至于使得殼體斷裂程度較嚴重而達不到預期效果。

依據Taylor[10]理論確定初始的回收裝置內徑，其認為圓柱殼體破裂時的斷裂半徑為

(1)

式中：af為殼體斷裂半徑；a0為殼體初始外部半徑，a0=31 mm；k為爆轟產物絕熱指數，k=3；pH為炸藥爆壓，pH=38.3×103MPa；σs為殼體材料屈服強度，為1 080 MPa. 500 ℃回火狀態下40CrMnSiB鋼殼體斷裂時外徑為97.75 mm，選取凍結裝置初始內徑為100 mm，其具體結構尺寸如圖3所示。凍結裝置材料選用60Mn2Si高強度合金鋼，其強度采用Johnson-Cook本構模型描述如下：

(2)

2 試驗結果及分析

2.1 試驗結果

按照表1所示的試驗方案，通過膨脹中止凍結回收試驗獲得了4種回火狀態下的40CrMnSiB鋼圓柱殼體在爆轟加載下膨脹斷裂發展狀態的殼體形貌，試驗結果現場如圖4所示。試驗結果表明，試驗后凍結回收裝置并未碎裂，內壁發生較小的膨脹，表明4種狀態下的殼體接觸凍結裝置內壁時基本不再向外膨脹，所受約束條件相同(見圖5)。通過凍結回收裝置回收得到的殼體殘骸，除去兩端端蓋部分后回收率均在90%以上，基本完全回收。分析回收得到的殼體可知：在相同約束條件下，200 ℃、350 ℃回火狀態下回收得到的殼體破碎程度較高；500 ℃和600 ℃回火狀態下由于殼體的斷裂韌性相對較好、塑性較高，表面均有大量的裂紋未貫穿整個壁厚，裂紋兩側殼體依然保持著連接并未完全分離，據此可以判斷殼體應均處于相對滑移階段，殼體內部爆轟產物尚未大量泄漏。就破碎程度而言，4種回火狀態下回收得到的結構破碎程度從大到小依次為200 ℃、350 ℃、600 ℃和500 ℃.

2.2 殼體斷裂特性宏觀分析

對4種狀態下回收得到的結果進行分析，結果如圖6～圖9所示。其中圖6和圖7分別為200 ℃、350 ℃回火狀態的殼體宏觀分析結果，觀察其徑向斷口并比較可以發現，破片中主要存在純剪切斷裂與拉伸-剪切混合斷裂兩種斷裂模式。200 ℃和350 ℃回火狀態下的圓柱殼體動態強度較高，能夠承受較大的應力作用，但動態塑性均太差，導致圓柱殼體在受約束前，僅發生較小變形時內部就開始產生裂紋。對比以上兩種回火溫度下殼體的宏觀斷裂形式可以發現， 200 ℃回火狀態下的殼體更傾向于產生脆性斷裂。除此之外，觀察圖7(a)所示的碎片還可看出，裂紋徑向的斷裂模式沿著軸向并非一成不變，從起爆端到非起爆端依次為雙向剪切、拉伸-剪切混合。這是因為不同軸向位置的徑向斷裂模式不僅與該處的應變率有關，而且與材料本身初始缺陷在空間上的隨機分布有關。

圖8和圖9分別為500 ℃、600 ℃兩種回火狀態下的回收結果。由圖8和圖9可以看出，殼體的斷裂模式基本為貫穿型剪切斷裂，剪切斷裂面與破片內壁大致呈45°或135°，但受回收裝置的約束作用，斷裂面存在一定弧度且與破片內壁角度變化得更大或更小。試驗還發現350 ℃、500 ℃和600 ℃這3種殼體裂紋沿軸線的擴展取向與軸線之間的夾角存在差異。350 ℃和500 ℃回火狀態下的殼體沿軸向方向的裂紋擴展方向基本與軸線平行，而600 ℃回火狀態下的殼體內壁裂紋沿軸向方向并不平行于軸線，且從起爆端到非起爆端，裂紋與軸線之間的夾角呈逐漸增大的態勢。在非起爆端軸向長度約20 mm范圍內裂紋取向與其夾角約為20°，且偏向右側十分明顯。在回收到的殼體上還發現許多貫穿整個殼體長度的軸向裂紋，裂紋的路徑發生多次改變，并于局部位置形成臺階面，如圖8(c)所示。這種現象表明這些軸向尺寸很長的裂紋并非由單一斷裂源擴展至整個殼體長度所致，而是由起源于不同軸向位置的剪切斷裂單元(軸向長度為毫米級)匯聚形成[12]。

另外，所有4種殼體均出現了大量裂紋未貫穿整個壁厚且內壁裂紋明顯比外壁多的現象。如圖10所示，剪切裂紋起始自殼體內壁，并以剪切帶為先導向外壁擴展。剪切斷裂發生后，內壁附近裂紋兩側的殼體率先進入滑移分離狀態，形成斷裂面1.根據Mott卸載波理論可知，裂紋在斷裂的同時會向斷口兩側發出卸載波，經卸載波傳過后的區域會被卸載至彈性狀態，該區域內的裂紋隨之停止增長。因此，相鄰裂紋間存在著相互卸載效應，少數形成時間更早、擴展速度更快的裂紋在相互屏蔽競爭中占據優勢，使得其最終能夠擴展至外壁，形成滑移斷裂面2，從而造成許多裂紋未能貫穿壁厚且內壁裂紋比外壁裂紋多。

3 回火溫度對殼體斷裂相關參數影響

本文研究的殼體斷裂相關參數主要為殼體殘骸的環周分裂數和壁厚，由于回收到的4種殼體均處于滑移分離斷裂后期階段，這兩個參量可代替殼體完全破碎后形成破片在周向的分布數量和厚度，以此評估戰斗部在周向上形成破片的能力。在分析以上殼體斷裂幾何參量之前，首先需要分析硬回收可能對殼體斷裂幾何參量造成的影響。根據回收到的殼體殘骸形貌可知，斷裂面2已經較大程度地滑移出了殼體外壁，雖然凍結過程中回收裝置不可避免地對殼體產生了強沖擊作用，但是仍然能夠較輕易地分辨出殼體外側的壁面和斷裂面，并判斷出環周分裂數。另外，考慮到金屬材料具有一定的不可壓縮特性，回收裝置的強約束并不會使殼體殘骸壁厚相對自由膨脹殼體發生明顯的減薄。

對試驗后4種回火條件下的凍結回收裝置內徑進行測量，測得4種狀態下凍結回收裝置內徑擴張量分別為5.28 mm、6.34 mm、10.10 mm和8.82 mm. 由于4種回火條件下的凍結回收裝置結構和材料完全相同，表明其對殼體的約束能力一致，而在爆炸后殼體受爆轟產物作用在其外徑擴張到初始設定的約束內徑100 mm后，將會受到凍結回收裝置的約束作用，使殼體逐漸停止擴張，因此在同種炸藥加載和約束條件下，爆轟產物對殼體作用能量的大小可以用凍結回收裝置內徑的徑向變形程度進行表征。由凍結回收裝置徑向變形量可知，500 ℃回火狀態下40CrMnSiB鋼圓柱殼體受爆轟產物作用的能量最高，而200 ℃回火狀態下40CrMnSiB鋼圓柱殼體受爆轟產物驅動能量最低。這與先前開展的超高速攝影試驗所得到的結論一致[6]。

4 結論

本文針對回火溫度對40CrMnSiB鋼圓柱殼體膨脹斷裂影響問題，通過凍結回收試驗得到了4種不同回火溫度殼體的膨脹斷裂中間階段，揭示了4種回火溫度處理下40CrMnSiB鋼殼體內部裂紋萌生位置和形式變化規律。得到結論如下：

1)受金屬材料初始缺陷在空間上隨機分布的影響，殼體在同一斷口處的徑向斷裂模式沿軸向會發生變化。

2)隨著回火溫度從200 ℃升高到500 ℃，殼體越發傾向于發生韌性斷裂，環周分裂數逐漸較少，而殼體斷裂應變不斷增大，提高了48.1%. 當回火溫度進一步提高至600 ℃時，相應的斷裂特征參數變化不明顯。

3)500 ℃回火狀態下的40CrMnSiB圓柱殼體形成破片的平均厚度最小、破壞時刻殼體的半徑最大、斷裂應變最大，爆轟產物從殼體圓周方向泄漏的時間推遲以及其作用于爆轟產物形成破片的能量增大。