非標準圓筒裝藥爆轟驅動的試驗研究

王新穎， 王樹山， 盧熹

(1.沈陽理工大學 裝備工程學院， 遼寧 沈陽 110159；2.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081)

0 引言

爆轟驅動金屬柱殼膨脹與破碎是一種極其復雜的瞬態非線性動力學問題，涉及到炸藥爆轟、沖擊波作用、爆轟產物膨脹、金屬柱殼加速運動直至破裂形成破片等物理過程[1-2]，因此破片速度的準確預測具有重要的理論意義和工程應用價值[3-5]。

公認最早的經典破片初速模型由Gurney[6]于1943年提出，其基本假設是瞬時爆轟和能量守恒，實質是忽略了沖擊波效應和爆轟產物與殼體膨脹細節，從而建立了非常簡單實用的Gurney公式。依照Gurney公式，破片初速只與載荷系數β(β=C/m，C為炸藥質量，m為殼體質量)和炸藥性能所決定的Gurney能有關。Lee等[7]提出了標準圓筒試驗標定，規定了標準圓筒裝藥為固定的裝藥結構尺寸和殼體厚度，以及殼體材料選擇延展性極好、具有較大破裂半徑的無氧銅。這種標準圓筒裝藥結構爆轟驅動后，使得殼體破裂瞬時的膨脹速度、破裂后產物繼續加速作用終止時的驅動終態速度和Gurney定義的破片初速可以不做區分。然而，采用Gurney公式預測延展性低于無氧銅而較早發生破裂的金屬柱殼，必然存在計算結果高于實際的情況。另外，由于Gurney公式忽略了殼體出現裂紋、爆轟產物泄露以及解體形成破片后的驅動加速細節，也就無法預測驅動終態速度。再有，由于Gurney公式不考慮沖擊波作用，無法反映殼體密度和沖擊阻抗所產生的影響。Reaugh等[8]、Lindsay等[9]、Elek等[10]指出了沖擊波對金屬柱殼驅動加速的影響，認為在膨脹初始階段金屬柱殼具有極高的加速度，即在極短的時間間隔內速度突躍，將驅動加載分為沖擊波加載和爆轟產物加載的共同作用過程，但目前尚缺乏對這一爆轟驅動細節的針對性試驗研究，以及沖擊波作用對柱殼膨脹加速影響的直接試驗依據。

對應于標準圓筒試驗中特定的標準圓筒裝藥結構和殼體材料及厚度，在絕大多數情況下，實際的戰斗部都是非標準圓筒裝藥結構，即裝藥結構尺寸以及殼體材料和厚度都不同于標準圓筒試驗中的特定結構。通過標準圓筒試驗獲得炸藥的特征能量——Gurney能以及以此為依據計算的破片初速將出現誤差，故針對非標準圓筒裝藥的爆轟能量轉換為金屬動能的問題有待進一步研究。

本文設計了兩種常用的彈鋼材料——50SiMnVB鋼和45號鋼，選取不同的β值共6個工況進行梯恩梯(TNT)圓筒裝藥爆轟驅動試驗，采用高速照相與光子多普勒測速儀(PDV)聯合測試方法，通過獲取殼體外表面膨脹加速以及破裂過程的試驗圖像，分析了金屬殼體在沖擊波和爆轟產物耦合驅動加載的特征和細節，揭示了不同殼體材料和不同β值的非標準圓筒裝藥爆轟驅動過程對金屬加速歷程與破片速度變化的影響。

1 試驗裝置及測試方法

試驗采用TNT藥柱一端起爆滑移爆轟，加載不同外徑、不同材料的金屬殼體，采用高速照相與PDV聯合測試診斷殼體加速膨脹至破裂的過程，以獲得殼體外表面膨脹破裂特征以及膨脹速度歷程。試驗裝置現場布置如圖1所示。

試驗使用的TNT藥柱密度為1.60 g/cm3，由3塊φ50 mm×50 mm與5塊φ50 mm×10 mm的TNT藥柱緊密拼合而成；起爆端采用φ20 mm×5 mm的太安傳爆藥柱，使用BL21雷管起爆；采用炸藥引爆氬氣袋作為拍攝的照明光源；柱殼尾部放置1個時標雷管，同步記錄柱殼膨脹過程分幅圖像的精確起始時刻；用裝有潮濕鋸末的木箱作為回收裝置，置于柱殼裝置底部。為了便于高速分幅圖像的處理，試驗前在柱殼表面用標記筆間隔20 mm繪制標記線，用于基準尺寸判定。試驗前實測的殼體具體幾何參數如表1所示。

表1 金屬柱殼材料及其幾何尺寸

高速轉鏡式分幅相機用于拍攝金屬柱殼膨脹動力學過程和破裂過程的表面形貌演化信息，依據對柱殼表面過程關注的時間及位置要求，設置分幅相機不同的轉速，實現不同的幅頻間距，本文試驗選擇幅頻間距為1 μs，共獲得40 幅圖像。PDV是一種能準確測量高速運動物體速度歷程曲線剖面的測速儀器[11]。試驗采用由陣列式光纖探針組和支架組成的一種新型PDV，布置于沿殼體外表面環向局部的中心區域。試驗前，依據對金屬殼體估算的裂紋平均長度以及PDV測試的有效距離，設計陣列式光纖探針組結構，光纖探針組的間距要足以能夠跨越多條宏觀裂紋，試驗測試范圍約為6～8 mm，以使表面形成裂紋后速度歷程曲線的差異能夠被測試。

每次試驗采用相同的PDV探頭支架與探頭排布順序，對于不同外徑的圓筒，可以通過調節支架的幾何尺寸，使殼體膨脹破裂過程中膨脹穩定段位于PDV探頭的有效范圍之內。PDV陣列如圖2所示，在測點1～測點8處共安裝8個PDV探頭，其中：測點1～測點6為徑向密排，探頭間距夾角為2°，在殼體表面跨越10°；測點7和測點8分別位于密排探頭軸向前后18 mm處，用于驗證圓筒滑移爆轟的穩定性。

2 試驗結果與分析

2.1 殼體膨脹速度

試驗利用速度頻譜圖分別獲得6個工況下金屬柱殼的各個測點膨脹速度曲線，如圖3所示。從圖3中可以看出，單一膨脹速度曲線在速度剖面的前段，位于柱殼中心位置處測點1～測點6的速度歷程曲線重合得非常好，在這段時間內被測區域的膨脹變形完全一致，殼體所有單元均勻膨脹、尚未發生破裂。位于軸向的測點7和測點8其速度歷程曲線與密排處6個測點的曲線僅是速度起跳時刻的差異，通過數據處理可得到接近重合的曲線，表明殼體在膨脹過程中是穩定的，沒有出現軸線偏移的情況。在曲線中間段出現了較明顯的速度分叉現象。從圖3中還可以看出，1號殼體～6號殼體的速度曲線分叉時刻分別為11.43 μs、16.70 μs、20.39 μs、13.12 μs、19.63 μs、24.08 μs.速度曲線的分叉點正是殼體表面出現相對速度差的表現，此時刻為裂紋貫穿內表面、外表面即殼體發生破裂對應的時刻。分叉點時刻隨著殼體厚度的增大，破裂時刻出現得越晚。曲線后期速度出現較大的振蕩，對比相應的頻譜圖，此時信號非常弱，可以認為后期的振蕩是無效信息，為了數據的完整性，本文并未做相應的刪除，而是一并給出。

對比分析各個柱殼膨脹速度曲線可知，在速度增長時分別出現了幾次震蕩波峰，柱殼膨脹速度曲線出現第1個峰值時刻和峰值速度如表2所示。從殼體膨脹的物理過程分析可知，膨脹速度曲線出現第1個峰值對應為沖擊波加載到殼體內表面的時刻，隨著柱殼壁厚的增大，作用時刻基本一致，但沖擊波加載效應對殼體的加速逐漸變小，而且沖擊波在金屬內部震蕩幅度變大。

表2 金屬柱殼第1個峰值時刻和峰值速度

2.2 膨脹斷裂過程

拍攝金屬柱殼膨脹過程中的分幅圖片是診斷柱殼斷裂的傳統方法，本文試驗拍攝了鋼柱殼膨脹中晚期的圖像，清晰地展示了殼體外表面的裂紋萌生、擴展、貫穿及爆轟產物泄漏的動態過程。圖4給出了各試驗工況下對應于速度分叉點時刻的分幅圖片。對比不同壁厚的鋼金屬柱殼破裂過程可以看出，薄壁殼體破裂時裂紋擴展較快，在起爆端裂紋已經貫通，殼體破裂使氣體產物大量泄漏，但隨著殼體厚度的增大，裂紋擴展減緩，在厚壁殼體圖像中只能看到微量的氣體產物泄漏。表明破裂的貫穿要求整個殼體內部的環向應力處于拉伸狀態，由于殼體厚度越大，維持殼體內部爆轟產物壓力的時間越長，殼體發生貫穿破裂的時間越晚，形成的破片尺寸也越大。

圖5和圖6為回收的金屬殼體破片和破片斷口掃描電鏡分析。由圖5和圖6可知，β=0.22時，厚壁殼體形成的破片裂紋與剪切帶沿徑向呈45°夾角方向擴展形貌，在殼體內表面及內部產生了裂紋，裂紋前端為組織呈現流線狀態的剪切帶，表明殼體內表面溫度較高，而且高壓持續了較長時間，殼體破裂模式為拉剪混合。β=0.72時，薄壁殼體形成破片裂紋與發展并不充分的剪切帶，沒有觀察到有明顯的塑性變形出現，表明殼體內表面壓力相對較低, 高壓持續時間相對較短，殼體破裂模式為純剪切。

3 討論

Gurney公式中的裝藥載荷系數β是計算破片初速的重要參數，當裝藥結構和殼體材料均一致時，β值由殼體壁厚決定。為分析不同β值對爆轟驅動金屬膨脹過程的影響，本文試驗對相同密度的50SiMnVB鋼和45號鋼柱殼設計了3種壁厚，分別為薄壁殼體β=0.72、中間壁厚β=0.34和厚壁殼體β=0.22.對3種壁厚的50SiMnVB鋼和45號鋼柱殼的膨脹速度- 時間曲線進行數據處理后的結果如圖7所示。

從圖7中可以看出，對于相同材料密度的殼體，相同β值的殼體膨脹速度歷程基本一致，但不同壁厚對膨脹過程有明顯不同，主要體現在沖擊波加載效應和破裂差異兩方面。

首先，由于裝藥結構一致，膨脹速度起跳時間點基本相同，但是速度起跳后的第1個速度峰值不同，β=0.72時薄壁鋼殼體的第1個速度峰值最大，速度曲線在出現第1個峰值后迅速上升，基本沒有速度振蕩過程；β=0.34時中間厚壁鋼殼體的第1個速度峰值有所下降，峰值過后速度曲線略有波動后再次上升，已明顯看出速度振蕩過程，但振蕩幅度并不大；β=0.22時厚壁鋼殼體的第1個速度峰值又略有降低，且在第1個速度峰值過后的速度下降而后再次上升到第2個峰值，速度振蕩過程更清晰，隨著振蕩幅值的減小，在經過5次振蕩后趨于平穩上升。這種現象主要是由沖擊波在殼體內部的反射稀疏波引起，內外表面之間形成卸載波反復傳播，使得在柱殼外表面的測點測到的速度出現了波動。隨著殼體厚度的增大，卸載波傳播較慢，反射次數隨之增加，因此速度的振蕩過程隨壁厚的增加越為明顯，脈動的幅值逐漸增大，脈動次數也逐漸增多。

其次，殼體壁厚對兩種鋼殼體的膨脹破裂位置有明顯影響。表3給出了不同壁厚鋼殼體在速度分叉點處(即破裂點處)的特征參數。從圖7和表3中的數據可以看出，45號鋼殼體破裂時刻都晚于50SiMnVB鋼殼體，而且隨著壁厚的增大，兩種鋼殼體破裂時刻差值越大，膨脹破裂半徑差值也越大。但相同壁厚的兩種鋼殼體膨脹最終狀態基本接近，再次表明對于破裂較早的50SiMnVB鋼殼體，在破裂后爆轟產物膨脹對其破片的加速作用高于晚破裂的45號鋼殼體，使得兩種鋼殼體在驅動終態時的破片速度和膨脹半徑基本一致。

表3 不同β值下金屬柱殼特征點處的特征參數

4 結論

本文采用高速轉鏡式分幅相機和PDV陣列式光子多普勒測速儀聯合同步測試的方法，獲得了TNT炸藥爆轟驅動不同β值的50SiMnVB鋼和45號鋼柱殼表面膨脹加速以及破裂過程的細節，通過分析分幅圖像和速度時程曲線，重點分析了金屬柱殼膨脹加速過程的沖擊波效應以及金屬柱殼破裂后繼續加速階段對驅動終態速度的影響。所得主要結論如下：

1) 高速轉鏡式分幅相機和PDV陣列式多普勒探測系統聯合同步測試方法能夠獲得直觀的爆轟驅動金屬柱殼膨脹過程細節，試驗結果揭示了金屬柱殼膨脹速度因沖擊波效應而導致的脈動振蕩現象以及金屬柱殼破裂后繼續加速過程的趨勢和規律。

2) 殼體壁厚不同，沖擊波加載效應差異顯著，殼體厚度增加其外表面膨脹速度的振蕩幅值增大、脈動次數增多，且隨著壁厚的增大，破裂模式由純剪切轉變為拉剪混合。

3) 因殼體壁厚以及由此產生的不同β值，45號鋼殼體破裂時刻都晚于50SiMnVB鋼殼體，且隨壁厚的增大，破裂時刻和膨脹破裂半徑相差越大，但由于殼體破裂后爆轟產物的繼續加速作用，相同壁厚的兩種鋼殼體膨脹最終狀態基本接近。