不同晶粒度無氧銅管在爆轟加載下的膨脹及斷裂特性*

沈 飛，王 輝，屈可朋，張 皋

（西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065）

圓筒試驗是用于評估炸藥作功能力及確定爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程的常用標(biāo)準(zhǔn)試驗，為了確保試驗數(shù)據(jù)的有效性或獲取更充分的試驗信息，一般要求銅管直徑增至初始直徑的3 倍時，其壁面不能發(fā)生貫穿性破裂[1]，這對銅管的材質(zhì)性能及加工工藝均提出了較高的要求。銅管的材料一般選用經(jīng)退火處理的無氧銅，其中，無氧銅的晶粒度作為銅管延展性能的重要影響因素之一，在材質(zhì)選擇和處理過程中受到密切關(guān)注，LANL 實驗室曾針對25 mm 標(biāo)準(zhǔn)銅管建議平均晶粒尺寸為25～30 μm。目前，無氧銅的晶粒細(xì)化主要是通過對棒料進(jìn)行二次鍛造實現(xiàn)，工藝較為復(fù)雜，尤其是對于大尺寸銅管所需的棒料，其加工難度較大，有時存在明顯的粗晶或晶粒不均勻現(xiàn)象，那么這種無氧銅加工成的銅管是否能滿足圓筒試驗要求，還需要從兩個方面進(jìn)行分析，即晶粒度對銅管斷裂過程和炸藥驅(qū)動性能表征參量的影響。

粗晶或晶粒不均勻一般會導(dǎo)致材料拉伸過程中的損傷增加[2-3]，更易形成裂紋或斷裂，但在銅管的膨脹過程中，材料性能與爆炸加載應(yīng)力存在相互耦合作用，并共同決定著管壁的斷裂表現(xiàn)[4]，因此，判斷這種銅管的斷裂直徑是否能達(dá)到初始直徑的3 倍，還需要相應(yīng)的試驗驗證。而目前關(guān)于這方面的試驗研究主要針對鋼、鋁合金等材質(zhì)的管狀結(jié)構(gòu)[5-6]或不滿足圓筒試驗相似準(zhǔn)則的銅管結(jié)構(gòu)[7-10]，其試驗結(jié)果難以借鑒。另一方面，無氧銅的晶粒尺寸增大時，高應(yīng)變率下的流動應(yīng)力及應(yīng)變能有時相對偏低[11]，可能會造成炸藥驅(qū)動性能表征參量（如，比動能、格尼速度等）發(fā)生明顯的變化，但是否會對圓筒試驗結(jié)果造成顯著影響，還需要進(jìn)行對比試驗驗證。

鑒于此，本研究采用兩種具有不同晶粒度的軟態(tài)無氧銅，加工成25 mm 圓筒試驗用的標(biāo)準(zhǔn)銅管，通過高速掃描方法分析JO-159 炸藥爆轟加載下兩種銅管的膨脹位移、比動能等曲線的差異；采用分幅相機觀察銅管的斷裂過程，分析兩種銅管斷裂直徑、斷裂方式等方面差異，以期能為圓筒試驗用銅管的材質(zhì)選擇及加工工藝改進(jìn)提供參考。

1 試 樣

1.1 無氧銅管

采用中鋁洛陽銅業(yè)有限公司生產(chǎn)的一號無氧銅TU1（GB5231-2001）棒料作為原材料，該材料經(jīng)真空退火處理，其密度為8.94 g/cm3，其金相結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，可以看出，該無氧銅材料晶粒較粗，大部分的晶粒尺寸處于100～300 μm 范圍內(nèi)，且形狀不規(guī)則。作為對比，對該類棒料進(jìn)行二次鍛造加工，并再次進(jìn)行退火處理，其材料的金相結(jié)構(gòu)如圖1（b）所示，其平均晶粒度為20～30 μm。將這兩種棒料加工成25 mm 圓筒試驗用標(biāo)準(zhǔn)銅管，其內(nèi)徑為25 mm，外徑為30 mm，長度為300 mm，通過工業(yè)CT 掃描，均未發(fā)現(xiàn)明顯裂紋或缺陷。

圖1 TU1 無氧銅的金相組織Fig.1 Metallographic structure of TU1 oxygen-free copper

1.2 炸藥

由于一般認(rèn)為金屬材料的斷裂應(yīng)變等參量受應(yīng)變率影響較大，而在銅管膨脹過程中，其膨脹速率越高，則應(yīng)變率越大，因此，本研究中選擇在銅管內(nèi)裝填驅(qū)動能力較強的JO-159 炸藥[12]。該炸藥的成分中HMX 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為95%，將其壓制成12 個25 mm×25 mm 的藥柱，密度為1.835 g/cm3。試驗前，將藥柱依次裝入銅管后，在銅管的兩個端面各粘接一個電探針，以便在試驗中獲取炸藥在銅管中的平均爆速，然后在起爆端粘接一個25 mm 起爆藥柱。

2 銅管膨脹過程的測量及分析

2.1 兩種銅管膨脹曲線的差異

表征炸藥驅(qū)動性能的比動能、格尼速度等參量主要是根據(jù)銅管膨脹位移曲線計算所獲，因此，這里首先通過狹縫掃描試驗對比兩種不同晶粒度無氧銅管的膨脹軌跡。試驗主要由狹縫觀測銅管某一橫截面的直徑變化，其布局如圖2 所示，對于25 mm 圓筒試驗，則該橫截面距離起爆端200 mm，采用SJZ-15 型轉(zhuǎn)鏡式高速掃描相機進(jìn)行觀測，掃描速度設(shè)定為3 mm/μs。

圖3 為粗晶無氧銅管膨脹過程的掃描試驗底片，可通過判讀黑白分界線的坐標(biāo)獲得銅管外表面的徑向位移隨時間的變化歷程，其中，橫坐標(biāo)與相機掃描速度的比值即為時間值，縱坐標(biāo)則對應(yīng)著銅管外壁的徑向位移。此外，根據(jù)掃描試驗的底片有時也能看出管壁的斷裂位置，這主要是由于溢出的產(chǎn)物具有較高的速度，使得圖像的邊界跡線出現(xiàn)一定程度的突躍，尤其是在管壁膨脹的早期和中期，該突躍現(xiàn)象尤為明顯[7]。圖3 中的邊界跡線較為光滑，這說明該時間段銅管斷裂的可能性較小，因此其試驗數(shù)據(jù)可認(rèn)為是有效的。

圖2 狹縫掃描試驗布局圖Fig. 2 Scanning test layout

圖3 粗晶銅管的掃描試驗底片F(xiàn)ig. 3 Scanning test film of copper tube with coarse grains

通過對兩種銅管的掃描試驗底片進(jìn)行數(shù)字化判讀，可獲得銅管外表面的徑向位移隨時間t 的變化曲線，如圖4 所示，可以看出，這兩種銅管膨脹曲線的整體差異較小。為了深入對比銅管比動能等參量的差異，這里暫不討論銅管的具體斷裂位置，可先根據(jù)圓筒試驗數(shù)據(jù)處理方法[13-14]進(jìn)行分析。該數(shù)據(jù)處理方法的主要流程包括：（1）假定銅管的橫截面積不變，將數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為銅管質(zhì)量中心面的徑向位移數(shù)據(jù)，并按照特定的公式進(jìn)行擬合處理；（2）計算銅管質(zhì)量中心面的徑向速度（3）結(jié)合銅管壁不同方向運動速度的幾何關(guān)系，獲得其質(zhì)點速度，然后進(jìn)一步計算出表征炸藥驅(qū)動性能的銅管比動能等參量。

圖5 為兩種銅管比動能的變化曲線，可以看出，粗晶銅管的比動能相比細(xì)晶銅管略高。=6.0，12.5，19.0 mm 三個位置（分別對應(yīng)爆轟產(chǎn)物相對比容V=2.2，4.4，7.0 的狀態(tài)，可分別描述高壓、中壓及低壓作用階段的特征）的數(shù)據(jù)顯示，在這三處，兩種銅管的比動能相對偏差分別為0.64%、0.52%、0.55%，均處于較小的范圍內(nèi)。而對于炸藥格尼速度的差異，結(jié)合裝填比和V=7.0 時的值，可計算出由細(xì)晶和粗晶銅管所獲的該炸藥格尼速度值分別為2.940 和2.948 mm/μs。雖然該試驗結(jié)果反映出相同炸藥爆轟加載下這兩種銅管的比動能及格尼速度差異較小，甚至可以忽略，但考慮到試驗過程及數(shù)據(jù)判讀時存在一定的誤差，還不能直接確定兩種銅管比動能的偏差范圍，因此，這里通過分析銅管變形能與動能的比值以估算兩種銅管試驗數(shù)據(jù)的偏差上限。

圖4 兩種銅管的 曲線Fig. 4 curves of copper tubeswith different grain sizes

圖5 兩種銅管的 曲線Fig. 5 curves of copper tubes with different grain sizes

2.2 銅管變形能對炸藥驅(qū)動性能表征參量的影響

常用于表征炸藥驅(qū)動性能的銅管比動能、格尼速度等參量僅考慮爆轟轉(zhuǎn)換的動能，未包括銅管的應(yīng)變能、絕熱壓縮后的熱能損耗等。銅材的晶粒尺寸增大后，銅管的變形能可能會隨之減小[11]，但若銅管的變形能與動能的比值較小，則兩種銅管的試驗數(shù)據(jù)不會有顯著差異，更不會影響炸藥驅(qū)動性能的比對與評價。

式中：D 為炸藥的爆速，單位為 mm/μs。該試驗所裝填的JO-159 藥柱的爆速為8.76 mm/μs，則≈1.69。由于目前在公開報道的文獻(xiàn)中沒有發(fā)現(xiàn)針對不同晶粒度退火無氧銅在高應(yīng)變率拉伸過程的和的值，因此，這里暫不考慮晶粒度的影響，僅采用文獻(xiàn)[16] 中的相應(yīng)參數(shù)值（即Y0=0.049 GPa，Ymax=0.26 GPa）分析銅管應(yīng)變能的變化過程。此外，銅管的應(yīng)變范圍較大，結(jié)合公式（1）可以計算出，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到臨界值（即時，流動應(yīng)力達(dá)到最大值，那么單位體積銅管的應(yīng)變能計算式可寫為

而單位質(zhì)量銅管的變形能與動能之間的比值可表示為

基于細(xì)晶銅管膨脹過程的掃描試驗數(shù)據(jù)，并結(jié)合式（3）和（4）可分別計算出曲線，如圖6 所示。從圖中可以看出，隨著銅管膨脹位移的增大，均呈遞增趨勢；在V=2.2，4.4，7.0 三個特征位置，處于0.7%～1.5%范圍，這說明銅管的變形能與動能的比值處于較小的范圍，因此，可認(rèn)為圖5 中兩種晶粒度銅管的比動能偏差范圍是基本合理的。當(dāng)然，若炸藥的作功能力有所降低，則值可能有所增大，以密度為1.63 g/cm3的TNT 為例，V=7.0 時的比動能約為JO-159 的60%[12]，則可以估算出，此時≈2.5%。考慮到兩種晶粒度銅材在同種工況下的應(yīng)變能相差20%～30%[11]，則對于大多數(shù)高能炸藥，兩種銅管的比動能偏差可能不會超過1%。

圖6 銅 管 的 曲 線Fig. 6 Curves of η-Δre

3 銅管斷裂特性及分析

3.1 兩種晶粒度銅管斷裂特性的差異

掃描試驗中，雖然可以根據(jù)邊界線是否存在“突躍點”來判斷銅管的斷裂位置，但僅適用于膨脹早期或中期，無法判斷銅管在膨脹后期的具體斷裂位置，更不可能判斷出不同晶粒度銅管的具體斷裂方式和斷裂過程，難以為銅管材質(zhì)選擇和處理提供借鑒。因此，這里采用分幅觀測試驗分析兩種晶粒度銅管的斷裂過程。

該試驗采用SJZ-15 型轉(zhuǎn)鏡式高速分幅相機觀測銅管的表面，并將銅管距離起爆端200 mm位置置于相機視場的中心，以便與狹縫掃描試驗的結(jié)果進(jìn)行對比。分幅觀測試驗的布局如圖7所示，為了提升成像質(zhì)量，試驗時采用兩發(fā)氬氣彈從不同的方向?qū)︺~管進(jìn)行同步照明，但布局時應(yīng)控制氬氣彈與銅管之間的距離，避免氬氣彈的強光直接進(jìn)入相機視場。試驗時，分幅相機的攝影頻率設(shè)置為5×105s-1。

圖7 分幅觀測試驗布局圖Fig. 7 Framing observation test layout

銅管膨脹時間一般為數(shù)十微秒，在膨脹的早、中期一般不會出現(xiàn)明顯的裂紋，因此，重點關(guān)注膨脹的中后期。為了更明顯地看出銅管在不同時刻的變化，這里取裂紋擴展過程幾個典型時刻的圖片，如圖8所示。結(jié)合圖中紅色虛直線可以看出，在JO-159 爆轟加載下，粗晶和細(xì)晶銅管被觀測截面從開始膨脹至斷裂分別約經(jīng)歷21 μs 和28 μs。結(jié)合圖4 可以看出，21 μs 時刻對應(yīng)的膨脹位移約為35 mm，而28 μs時刻已超過圖4 的顯示范圍，由于JO-159 炸藥為理想炸藥，銅管膨脹后期的速度基本不再增加，即銅管膨脹后期的曲線近似為線性，因此將其進(jìn)行相應(yīng)地延伸則可確定出28 μs 時刻對應(yīng)的約為47 mm。從而可進(jìn)一步計算出粗晶和細(xì)晶銅管的真實斷裂應(yīng)變分別約為0.77 和0.93，所對應(yīng)的銅管壁厚分別為0.69 和0.56 mm。這表明細(xì)晶銅管的延展性較粗晶銅管有了顯著提升，但粗晶銅管的斷裂直徑也達(dá)到了初始直徑的3 倍，滿足圓筒試驗的基本要求。

對于兩種銅管的斷裂過程，雖然其裂紋的形成主要是由于銅管壁厚減少至一定程度后，變形過程不穩(wěn)定，引起局部應(yīng)力集中和溫升，進(jìn)而形成頸縮，但從圖8 中可以看出，兩種銅管的裂紋擴展和分布有明顯差異。圖8（a）顯示，當(dāng)粗晶銅管接近斷裂應(yīng)變時，其表面出現(xiàn)較多隨機分布的孔洞（如圖中紅色橢圓圈內(nèi)所示），由于孔洞周圍易出現(xiàn)應(yīng)力集中，且孔洞之間的距離較近，使得這些孔洞沒有出現(xiàn)明顯的孤立增長趨勢，而是在孔洞間快速形成大量交錯的連接裂紋，最終產(chǎn)生形狀各異的密集小碎片。而晶粒細(xì)化后，當(dāng)銅管膨脹了24 μs 時，其表面已出現(xiàn)了少量的孔洞（如圖8（b）的紅色虛直線上方所示）；隨著銅管的繼續(xù)膨脹，該孔洞呈孤立增長趨勢（如圖中紅色圓圈內(nèi)所示），直至隨后而至的裂紋將其貫穿；同時，大量裂紋主要沿銅管母線快速擴展，但不同區(qū)域的裂紋擴展速度差異較大（圖中藍(lán)色橢圓圈標(biāo)示出了擴展速度較快的裂紋），最終形成相對較寬的長條狀破片。考慮到銅管出現(xiàn)明顯的孔洞后，會造成產(chǎn)物的溢出，使得后續(xù)的實驗數(shù)據(jù)意義不大，因此，雖然細(xì)晶銅管的整體延展性明顯提升，但孔洞出現(xiàn)前的有效膨脹時間不足24 μs，此時≈40 mm，略大于粗晶銅管的最大有效膨脹距離。

圖8 不同晶粒度銅管膨脹過程的分幅攝影照片F(xiàn)ig. 8 Fractional photos of expansion process of copper tubes in different grain sizes

3.2 粗晶銅管裝填不同炸藥時斷裂特性的差異

雖然粗晶銅管可滿足作功能力較強的JO-159 炸藥的圓筒試驗要求，但對于其他炸藥是否適用，且斷裂過程是否類似，還需要進(jìn)一步試驗驗證，為此，這里對于裝填TNT 藥柱（密度為1.58 g/cm3）的工況進(jìn)行了分幅觀測試驗，以對比分析其斷裂過程的差異。

從圖9 中可以看出，在TNT 爆轟加載下，粗晶銅管被觀測截面從開始膨脹至發(fā)生斷裂約經(jīng)歷26 μs，結(jié)合掃描試驗的數(shù)據(jù)可知[12]，此時≈32 mm，略小于裝填JO-159 炸藥的工況，仍滿足圓筒試驗的要求。此外，對比圖9 和圖8（a）可以發(fā)現(xiàn)，兩種工況中，裂紋形成之前均首先產(chǎn)生了隨機分布的孔洞，由于裂紋緊隨其后，使得這些孔洞均未出現(xiàn)明顯的孤立增長趨勢。所不同的是，TNT 加載時的孔洞數(shù)量明顯減少，且孔洞間的距離相對增大，使得孔洞間交錯裂紋的數(shù)量大幅度降低；此外，大部分裂紋主要沿銅管母線形成及擴展，并最終形成條狀破片，但破片的寬度及長度均小于圖8（b）所示工況。對于TNT 加載時孔洞數(shù)量減少的原因，可嘗試從粗晶粒無氧銅成核時斷裂強度的變化規(guī)律進(jìn)行分析，文獻(xiàn)[17]認(rèn)為銅的斷裂強度真實應(yīng)變率溫度存在如下關(guān)系：

對于銅管斷裂時的真實應(yīng)變率差異，考慮到銅管膨脹后期的速度差異較小，可以=30 mm 時為例進(jìn)行計算，此時TNT 和JO-159 加載下，銅管質(zhì)量中心面的速度分別約為1.40、1.84 mm/μs，則分別為4.7×104、6.1×104s-1。即TNT 加載下，裂紋臨近形成時，銅管的真實應(yīng)變率較JO-159 低23%，但的差異僅為5%左右，因此，真實應(yīng)變率的差異可能不是兩種炸藥加載下銅管斷裂過程和破片形狀發(fā)生顯著變化的主要原因。

圖9 粗晶銅管在TNT 加載下斷裂過程的分幅攝影照片F(xiàn)ig. 9 Fractional photos of expansion process of the copper tube with coarse grains under TNT detonation loading

銅管斷裂前的溫度主要由兩部分組成，即加載初期，銅管所受的高壓沖擊后產(chǎn)生的溫升，以及銅管膨脹過程中，應(yīng)變能轉(zhuǎn)換所產(chǎn)生的溫升。對于沖擊所致的溫升，需首先計算銅管所受的初始載荷，這可結(jié)合爆轟產(chǎn)物及銅管的p(u)曲線進(jìn)行計算。對于滑移爆轟加載方式，其爆轟產(chǎn)物的p(u)為:[1]

式中：TNT 和JO-159 的多方指數(shù)γ 分別為3.11 和2.97[12]，爆速D 分別為6.87、8.76 mm/μs；爆壓為炸藥密度。銅管的p(u)為：

綜上分析認(rèn)為，真實應(yīng)變率和溫升可能均不足以造成兩種工況的斷裂過程出現(xiàn)明顯差異，那么最大的關(guān)注點則成為兩種工況下銅管所受壓力的差異。爆轟產(chǎn)物對銅管的作用力差異較大時，可能導(dǎo)致材料微觀結(jié)構(gòu)變化，進(jìn)而影響其斷裂行為，為此，采用掃描電鏡對兩種炸藥爆轟加載下的銅管斷口形貌進(jìn)行了觀測，如圖10 所示。

圖10 不同炸藥爆轟加載下的銅管斷口形貌Fig. 10 Fracture morphologies of the copper tube under detonation loading of different explosives

圖10（a）顯示，TNT 加載下，銅管斷口為韌窩和解理條紋的混合型斷口，表現(xiàn)出一定的韌性斷裂特征；而圖10（b）顯示，JO-159 加載后，銅管的斷口主要由解理條紋組成，未見韌窩出現(xiàn)，表明其脆性斷裂特征明顯。可見，銅管所受初始壓力由14.5 GPa 提升至26.5 GPa 后，誘導(dǎo)其斷裂模式發(fā)生了轉(zhuǎn)變，進(jìn)而導(dǎo)致其宏觀斷裂形態(tài)出現(xiàn)較大差異，但這方面的轉(zhuǎn)變機理還有待于進(jìn)一步研究。

從應(yīng)用方面看，大多數(shù)炸藥的猛度及作功能力處于TNT 及JO-159 的范圍內(nèi)，則粗晶銅管的斷裂狀況應(yīng)介于圖9 和圖8（a）之間，其最大有效膨脹位移也能大于30 mm，即斷裂直徑達(dá)到初始直徑的3 倍，基本滿足圓筒試驗要求。

4 結(jié) 論

（1）由于標(biāo)準(zhǔn)銅管的變形能與動能的比值較小，晶粒尺寸為100～300 μm 的粗晶無氧銅管與晶粒尺寸為20～30 μm 的細(xì)晶無氧銅管的比動能相對偏差小于1%。

（2）JO-159 爆轟加載下，細(xì)晶銅管的整體延展性能較粗晶銅管明顯提升，其裂紋要沿母線擴展，形成條狀破片；但裂紋形成之前，內(nèi)部少量缺陷成核后，會形成孤立增長的孔洞，造成爆轟產(chǎn)物提前泄露，使得銅管的有效膨脹位移約為40 mm。

（3）粗晶銅管在JO-159 和TNT 加載下，其斷裂直徑均達(dá)到了初始直徑的3 倍，滿足圓筒試驗的基本要求。兩種工況下的斷裂過程類似，均首先出現(xiàn)隨機分布的孔洞，但JO-159 加載時孔洞數(shù)量較多，且距離較近，使得孔洞間快速形成大量交錯的裂紋，最終產(chǎn)生密集小碎片；而TNT 加載時，可能由于加載壓力大幅度降低，使得孔洞數(shù)量大幅減少，且距離增大，裂紋主要沿母線擴展，形成條狀破片。