40CrMnSiB钢圆柱壳体膨胀断裂中间状态回收试验研究

陈志闯， 李伟兵， 朱建军， 王晓鸣， 李文彬

(南京理工大学 智能弹药技术国防重点学科实验室， 江苏 南京 210094)

0 引言

高应变率加载下金属圆柱壳体的膨胀断裂过程一直是学者们关注的焦点[1-5]，而爆轰加载下弹体的高应变率膨胀变形、裂纹萌生扩展以及断裂形成破片的过程与形成破片的质量分布、初速、飞散角等都有极大的关联，直接影响着破片战斗部的毁伤威力[1-2]。同种金属材料经不同热处理后，壳体材料内部微观组织的变化会导致断裂特性的不同，国内外对其在爆轰加载下膨胀断裂响应问题开展了系列研究。Balagansky等[3]、金山等[4]对不同热处理条件下的金属壳体动态断裂过程进行了高速摄影试验研究，发现不同热处理条件对圆柱壳体表面裂纹的产生以及动态性能有着较大影响，但传统的试验技术[5-7]无法观测壳体内部裂纹的扩展情况，对裂纹的萌生位置、形式及其扩展情况缺乏直观的观测。Arnold[8]和朱建军等[9]针对回火温度条件对金属圆柱壳体形成破片尺寸分布的影响进行了试验和仿真研究，但由于破碎的随机性以及壳体轴向效应，这类研究多为定性研究，且缺乏描述金属圆柱壳体整体膨胀断裂过程的能力。因此有待进一步研究金属圆柱壳体膨胀断裂过程中裂纹萌生、扩展至贯穿整个壳体壁厚变形状态，更加直观地分析裂纹的分布情况，深入了解壳体动态断裂机理。

本文通过设计不同回火温度下40CrMnSiB钢金属圆柱壳体膨胀断裂中间阶段冻结回收试验，研究回火温度对壳体断裂特性的影响以及展示裂纹扩展分布情况，并分析回火温度条件对壳体断裂过程中相关参量的影响规律，为充分了解金属圆柱壳体在爆轰作用下膨胀断裂机理以及宏观断裂特性与微观组织演变过程之间关系的研究奠定基础。

1 中间状态冻结回收试验设计

1.1 金属圆柱壳体装药结构设计

金属圆柱壳体装药结构如图1所示，其中装药为六硝基六氮杂异伍兹烷(CL-20)基压装混合炸药，装药长度80 mm、直径50 mm，壳体材料选用经860 ℃淬火后分别在200 ℃、350 ℃、500 ℃和600 ℃ 4种回火温度处理下的40CrMnSiB合金钢，壁厚6 mm,弹体总长为90 mm. 起爆方式为圆筒一端中心起爆，不同回火温度工况下的壳体材料性能参数如表1所示，高能炸药CL-20基炸药的特性参数如表2所示。

表1 不同回火温度工况壳体材料参数

表2 CL-20基压装混合炸药特性参数

1.2 试验布局

壳体膨胀断裂阶段冻结回收试验布置如图2所示。为了回收处于膨胀断裂的金属壳体断裂发展过程形貌，所设计的冻结回收装置内径需要给予壳体较为充分的膨胀空间，且不至于使得壳体断裂程度较严重而达不到预期效果。

依据Taylor[10]理论确定初始的回收装置内径，其认为圆柱壳体破裂时的断裂半径为

(1)

式中：af为壳体断裂半径；a0为壳体初始外部半径，a0=31 mm；k为爆轰产物绝热指数，k=3；pH为炸药爆压，pH=38.3×103MPa；σs为壳体材料屈服强度，为1 080 MPa. 500 ℃回火状态下40CrMnSiB钢壳体断裂时外径为97.75 mm，选取冻结装置初始内径为100 mm，其具体结构尺寸如图3所示。冻结装置材料选用60Mn2Si高强度合金钢，其强度采用Johnson-Cook本构模型描述如下：

(2)

2 试验结果及分析

2.1 试验结果

按照表1所示的试验方案，通过膨胀中止冻结回收试验获得了4种回火状态下的40CrMnSiB钢圆柱壳体在爆轰加载下膨胀断裂发展状态的壳体形貌，试验结果现场如图4所示。试验结果表明，试验后冻结回收装置并未碎裂，内壁发生较小的膨胀，表明4种状态下的壳体接触冻结装置内壁时基本不再向外膨胀，所受约束条件相同(见图5)。通过冻结回收装置回收得到的壳体残骸，除去两端端盖部分后回收率均在90%以上，基本完全回收。分析回收得到的壳体可知：在相同约束条件下，200 ℃、350 ℃回火状态下回收得到的壳体破碎程度较高；500 ℃和600 ℃回火状态下由于壳体的断裂韧性相对较好、塑性较高，表面均有大量的裂纹未贯穿整个壁厚，裂纹两侧壳体依然保持着连接并未完全分离，据此可以判断壳体应均处于相对滑移阶段，壳体内部爆轰产物尚未大量泄漏。就破碎程度而言，4种回火状态下回收得到的结构破碎程度从大到小依次为200 ℃、350 ℃、600 ℃和500 ℃.

2.2 壳体断裂特性宏观分析

对4种状态下回收得到的结果进行分析，结果如图6～图9所示。其中图6和图7分别为200 ℃、350 ℃回火状态的壳体宏观分析结果，观察其径向断口并比较可以发现，破片中主要存在纯剪切断裂与拉伸-剪切混合断裂两种断裂模式。200 ℃和350 ℃回火状态下的圆柱壳体动态强度较高，能够承受较大的应力作用，但动态塑性均太差，导致圆柱壳体在受约束前，仅发生较小变形时内部就开始产生裂纹。对比以上两种回火温度下壳体的宏观断裂形式可以发现， 200 ℃回火状态下的壳体更倾向于产生脆性断裂。除此之外，观察图7(a)所示的碎片还可看出，裂纹径向的断裂模式沿着轴向并非一成不变，从起爆端到非起爆端依次为双向剪切、拉伸-剪切混合。这是因为不同轴向位置的径向断裂模式不仅与该处的应变率有关，而且与材料本身初始缺陷在空间上的随机分布有关。

图8和图9分别为500 ℃、600 ℃两种回火状态下的回收结果。由图8和图9可以看出，壳体的断裂模式基本为贯穿型剪切断裂，剪切断裂面与破片内壁大致呈45°或135°，但受回收装置的约束作用，断裂面存在一定弧度且与破片内壁角度变化得更大或更小。试验还发现350 ℃、500 ℃和600 ℃这3种壳体裂纹沿轴线的扩展取向与轴线之间的夹角存在差异。350 ℃和500 ℃回火状态下的壳体沿轴向方向的裂纹扩展方向基本与轴线平行，而600 ℃回火状态下的壳体内壁裂纹沿轴向方向并不平行于轴线，且从起爆端到非起爆端，裂纹与轴线之间的夹角呈逐渐增大的态势。在非起爆端轴向长度约20 mm范围内裂纹取向与其夹角约为20°，且偏向右侧十分明显。在回收到的壳体上还发现许多贯穿整个壳体长度的轴向裂纹，裂纹的路径发生多次改变，并于局部位置形成台阶面，如图8(c)所示。这种现象表明这些轴向尺寸很长的裂纹并非由单一断裂源扩展至整个壳体长度所致，而是由起源于不同轴向位置的剪切断裂单元(轴向长度为毫米级)汇聚形成[12]。

另外，所有4种壳体均出现了大量裂纹未贯穿整个壁厚且内壁裂纹明显比外壁多的现象。如图10所示，剪切裂纹起始自壳体内壁，并以剪切带为先导向外壁扩展。剪切断裂发生后，内壁附近裂纹两侧的壳体率先进入滑移分离状态，形成断裂面1.根据Mott卸载波理论可知，裂纹在断裂的同时会向断口两侧发出卸载波，经卸载波传过后的区域会被卸载至弹性状态，该区域内的裂纹随之停止增长。因此，相邻裂纹间存在着相互卸载效应，少数形成时间更早、扩展速度更快的裂纹在相互屏蔽竞争中占据优势，使得其最终能够扩展至外壁，形成滑移断裂面2，从而造成许多裂纹未能贯穿壁厚且内壁裂纹比外壁裂纹多。

3 回火温度对壳体断裂相关参数影响

本文研究的壳体断裂相关参数主要为壳体残骸的环周分裂数和壁厚，由于回收到的4种壳体均处于滑移分离断裂后期阶段，这两个参量可代替壳体完全破碎后形成破片在周向的分布数量和厚度，以此评估战斗部在周向上形成破片的能力。在分析以上壳体断裂几何参量之前，首先需要分析硬回收可能对壳体断裂几何参量造成的影响。根据回收到的壳体残骸形貌可知，断裂面2已经较大程度地滑移出了壳体外壁，虽然冻结过程中回收装置不可避免地对壳体产生了强冲击作用，但是仍然能够较轻易地分辨出壳体外侧的壁面和断裂面，并判断出环周分裂数。另外，考虑到金属材料具有一定的不可压缩特性，回收装置的强约束并不会使壳体残骸壁厚相对自由膨胀壳体发生明显的减薄。

对试验后4种回火条件下的冻结回收装置内径进行测量，测得4种状态下冻结回收装置内径扩张量分别为5.28 mm、6.34 mm、10.10 mm和8.82 mm. 由于4种回火条件下的冻结回收装置结构和材料完全相同，表明其对壳体的约束能力一致，而在爆炸后壳体受爆轰产物作用在其外径扩张到初始设定的约束内径100 mm后，将会受到冻结回收装置的约束作用，使壳体逐渐停止扩张，因此在同种炸药加载和约束条件下，爆轰产物对壳体作用能量的大小可以用冻结回收装置内径的径向变形程度进行表征。由冻结回收装置径向变形量可知，500 ℃回火状态下40CrMnSiB钢圆柱壳体受爆轰产物作用的能量最高，而200 ℃回火状态下40CrMnSiB钢圆柱壳体受爆轰产物驱动能量最低。这与先前开展的超高速摄影试验所得到的结论一致[6]。

4 结论

本文针对回火温度对40CrMnSiB钢圆柱壳体膨胀断裂影响问题，通过冻结回收试验得到了4种不同回火温度壳体的膨胀断裂中间阶段，揭示了4种回火温度处理下40CrMnSiB钢壳体内部裂纹萌生位置和形式变化规律。得到结论如下：

1)受金属材料初始缺陷在空间上随机分布的影响，壳体在同一断口处的径向断裂模式沿轴向会发生变化。

2)随着回火温度从200 ℃升高到500 ℃，壳体越发倾向于发生韧性断裂，环周分裂数逐渐较少，而壳体断裂应变不断增大，提高了48.1%. 当回火温度进一步提高至600 ℃时，相应的断裂特征参数变化不明显。

3)500 ℃回火状态下的40CrMnSiB圆柱壳体形成破片的平均厚度最小、破坏时刻壳体的半径最大、断裂应变最大，爆轰产物从壳体圆周方向泄漏的时间推迟以及其作用于爆轰产物形成破片的能量增大。