非标准圆筒装药爆轰驱动的试验研究

王新颖， 王树山， 卢熹

(1.沈阳理工大学 装备工程学院， 辽宁 沈阳 110159；2.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081)

0 引言

爆轰驱动金属柱壳膨胀与破碎是一种极其复杂的瞬态非线性动力学问题，涉及到炸药爆轰、冲击波作用、爆轰产物膨胀、金属柱壳加速运动直至破裂形成破片等物理过程[1-2]，因此破片速度的准确预测具有重要的理论意义和工程应用价值[3-5]。

公认最早的经典破片初速模型由Gurney[6]于1943年提出，其基本假设是瞬时爆轰和能量守恒，实质是忽略了冲击波效应和爆轰产物与壳体膨胀细节，从而建立了非常简单实用的Gurney公式。依照Gurney公式，破片初速只与载荷系数β(β=C/m，C为炸药质量，m为壳体质量)和炸药性能所决定的Gurney能有关。Lee等[7]提出了标准圆筒试验标定，规定了标准圆筒装药为固定的装药结构尺寸和壳体厚度，以及壳体材料选择延展性极好、具有较大破裂半径的无氧铜。这种标准圆筒装药结构爆轰驱动后，使得壳体破裂瞬时的膨胀速度、破裂后产物继续加速作用终止时的驱动终态速度和Gurney定义的破片初速可以不做区分。然而，采用Gurney公式预测延展性低于无氧铜而较早发生破裂的金属柱壳，必然存在计算结果高于实际的情况。另外，由于Gurney公式忽略了壳体出现裂纹、爆轰产物泄露以及解体形成破片后的驱动加速细节，也就无法预测驱动终态速度。再有，由于Gurney公式不考虑冲击波作用，无法反映壳体密度和冲击阻抗所产生的影响。Reaugh等[8]、Lindsay等[9]、Elek等[10]指出了冲击波对金属柱壳驱动加速的影响，认为在膨胀初始阶段金属柱壳具有极高的加速度，即在极短的时间间隔内速度突跃，将驱动加载分为冲击波加载和爆轰产物加载的共同作用过程，但目前尚缺乏对这一爆轰驱动细节的针对性试验研究，以及冲击波作用对柱壳膨胀加速影响的直接试验依据。

对应于标准圆筒试验中特定的标准圆筒装药结构和壳体材料及厚度，在绝大多数情况下，实际的战斗部都是非标准圆筒装药结构，即装药结构尺寸以及壳体材料和厚度都不同于标准圆筒试验中的特定结构。通过标准圆筒试验获得炸药的特征能量——Gurney能以及以此为依据计算的破片初速将出现误差，故针对非标准圆筒装药的爆轰能量转换为金属动能的问题有待进一步研究。

本文设计了两种常用的弹钢材料——50SiMnVB钢和45号钢，选取不同的β值共6个工况进行梯恩梯(TNT)圆筒装药爆轰驱动试验，采用高速照相与光子多普勒测速仪(PDV)联合测试方法，通过获取壳体外表面膨胀加速以及破裂过程的试验图像，分析了金属壳体在冲击波和爆轰产物耦合驱动加载的特征和细节，揭示了不同壳体材料和不同β值的非标准圆筒装药爆轰驱动过程对金属加速历程与破片速度变化的影响。

1 试验装置及测试方法

试验采用TNT药柱一端起爆滑移爆轰，加载不同外径、不同材料的金属壳体，采用高速照相与PDV联合测试诊断壳体加速膨胀至破裂的过程，以获得壳体外表面膨胀破裂特征以及膨胀速度历程。试验装置现场布置如图1所示。

试验使用的TNT药柱密度为1.60 g/cm3，由3块φ50 mm×50 mm与5块φ50 mm×10 mm的TNT药柱紧密拼合而成；起爆端采用φ20 mm×5 mm的太安传爆药柱，使用BL21雷管起爆；采用炸药引爆氩气袋作为拍摄的照明光源；柱壳尾部放置1个时标雷管，同步记录柱壳膨胀过程分幅图像的精确起始时刻；用装有潮湿锯末的木箱作为回收装置，置于柱壳装置底部。为了便于高速分幅图像的处理，试验前在柱壳表面用标记笔间隔20 mm绘制标记线，用于基准尺寸判定。试验前实测的壳体具体几何参数如表1所示。

表1 金属柱壳材料及其几何尺寸

高速转镜式分幅相机用于拍摄金属柱壳膨胀动力学过程和破裂过程的表面形貌演化信息，依据对柱壳表面过程关注的时间及位置要求，设置分幅相机不同的转速，实现不同的幅频间距，本文试验选择幅频间距为1 μs，共获得40 幅图像。PDV是一种能准确测量高速运动物体速度历程曲线剖面的测速仪器[11]。试验采用由阵列式光纤探针组和支架组成的一种新型PDV，布置于沿壳体外表面环向局部的中心区域。试验前，依据对金属壳体估算的裂纹平均长度以及PDV测试的有效距离，设计阵列式光纤探针组结构，光纤探针组的间距要足以能够跨越多条宏观裂纹，试验测试范围约为6～8 mm，以使表面形成裂纹后速度历程曲线的差异能够被测试。

每次试验采用相同的PDV探头支架与探头排布顺序，对于不同外径的圆筒，可以通过调节支架的几何尺寸，使壳体膨胀破裂过程中膨胀稳定段位于PDV探头的有效范围之内。PDV阵列如图2所示，在测点1～测点8处共安装8个PDV探头，其中：测点1～测点6为径向密排，探头间距夹角为2°，在壳体表面跨越10°；测点7和测点8分别位于密排探头轴向前后18 mm处，用于验证圆筒滑移爆轰的稳定性。

2 试验结果与分析

2.1 壳体膨胀速度

试验利用速度频谱图分别获得6个工况下金属柱壳的各个测点膨胀速度曲线，如图3所示。从图3中可以看出，单一膨胀速度曲线在速度剖面的前段，位于柱壳中心位置处测点1～测点6的速度历程曲线重合得非常好，在这段时间内被测区域的膨胀变形完全一致，壳体所有单元均匀膨胀、尚未发生破裂。位于轴向的测点7和测点8其速度历程曲线与密排处6个测点的曲线仅是速度起跳时刻的差异，通过数据处理可得到接近重合的曲线，表明壳体在膨胀过程中是稳定的，没有出现轴线偏移的情况。在曲线中间段出现了较明显的速度分叉现象。从图3中还可以看出，1号壳体～6号壳体的速度曲线分叉时刻分别为11.43 μs、16.70 μs、20.39 μs、13.12 μs、19.63 μs、24.08 μs.速度曲线的分叉点正是壳体表面出现相对速度差的表现，此时刻为裂纹贯穿内表面、外表面即壳体发生破裂对应的时刻。分叉点时刻随着壳体厚度的增大，破裂时刻出现得越晚。曲线后期速度出现较大的振荡，对比相应的频谱图，此时信号非常弱，可以认为后期的振荡是无效信息，为了数据的完整性，本文并未做相应的删除，而是一并给出。

对比分析各个柱壳膨胀速度曲线可知，在速度增长时分别出现了几次震荡波峰，柱壳膨胀速度曲线出现第1个峰值时刻和峰值速度如表2所示。从壳体膨胀的物理过程分析可知，膨胀速度曲线出现第1个峰值对应为冲击波加载到壳体内表面的时刻，随着柱壳壁厚的增大，作用时刻基本一致，但冲击波加载效应对壳体的加速逐渐变小，而且冲击波在金属内部震荡幅度变大。

表2 金属柱壳第1个峰值时刻和峰值速度

2.2 膨胀断裂过程

拍摄金属柱壳膨胀过程中的分幅图片是诊断柱壳断裂的传统方法，本文试验拍摄了钢柱壳膨胀中晚期的图像，清晰地展示了壳体外表面的裂纹萌生、扩展、贯穿及爆轰产物泄漏的动态过程。图4给出了各试验工况下对应于速度分叉点时刻的分幅图片。对比不同壁厚的钢金属柱壳破裂过程可以看出，薄壁壳体破裂时裂纹扩展较快，在起爆端裂纹已经贯通，壳体破裂使气体产物大量泄漏，但随着壳体厚度的增大，裂纹扩展减缓，在厚壁壳体图像中只能看到微量的气体产物泄漏。表明破裂的贯穿要求整个壳体内部的环向应力处于拉伸状态，由于壳体厚度越大，维持壳体内部爆轰产物压力的时间越长，壳体发生贯穿破裂的时间越晚，形成的破片尺寸也越大。

图5和图6为回收的金属壳体破片和破片断口扫描电镜分析。由图5和图6可知，β=0.22时，厚壁壳体形成的破片裂纹与剪切带沿径向呈45°夹角方向扩展形貌，在壳体内表面及内部产生了裂纹，裂纹前端为组织呈现流线状态的剪切带，表明壳体内表面温度较高，而且高压持续了较长时间，壳体破裂模式为拉剪混合。β=0.72时，薄壁壳体形成破片裂纹与发展并不充分的剪切带，没有观察到有明显的塑性变形出现，表明壳体内表面压力相对较低, 高压持续时间相对较短，壳体破裂模式为纯剪切。

3 讨论

Gurney公式中的装药载荷系数β是计算破片初速的重要参数，当装药结构和壳体材料均一致时，β值由壳体壁厚决定。为分析不同β值对爆轰驱动金属膨胀过程的影响，本文试验对相同密度的50SiMnVB钢和45号钢柱壳设计了3种壁厚，分别为薄壁壳体β=0.72、中间壁厚β=0.34和厚壁壳体β=0.22.对3种壁厚的50SiMnVB钢和45号钢柱壳的膨胀速度- 时间曲线进行数据处理后的结果如图7所示。

从图7中可以看出，对于相同材料密度的壳体，相同β值的壳体膨胀速度历程基本一致，但不同壁厚对膨胀过程有明显不同，主要体现在冲击波加载效应和破裂差异两方面。

首先，由于装药结构一致，膨胀速度起跳时间点基本相同，但是速度起跳后的第1个速度峰值不同，β=0.72时薄壁钢壳体的第1个速度峰值最大，速度曲线在出现第1个峰值后迅速上升，基本没有速度振荡过程；β=0.34时中间厚壁钢壳体的第1个速度峰值有所下降，峰值过后速度曲线略有波动后再次上升，已明显看出速度振荡过程，但振荡幅度并不大；β=0.22时厚壁钢壳体的第1个速度峰值又略有降低，且在第1个速度峰值过后的速度下降而后再次上升到第2个峰值，速度振荡过程更清晰，随着振荡幅值的减小，在经过5次振荡后趋于平稳上升。这种现象主要是由冲击波在壳体内部的反射稀疏波引起，内外表面之间形成卸载波反复传播，使得在柱壳外表面的测点测到的速度出现了波动。随着壳体厚度的增大，卸载波传播较慢，反射次数随之增加，因此速度的振荡过程随壁厚的增加越为明显，脉动的幅值逐渐增大，脉动次数也逐渐增多。

其次，壳体壁厚对两种钢壳体的膨胀破裂位置有明显影响。表3给出了不同壁厚钢壳体在速度分叉点处(即破裂点处)的特征参数。从图7和表3中的数据可以看出，45号钢壳体破裂时刻都晚于50SiMnVB钢壳体，而且随着壁厚的增大，两种钢壳体破裂时刻差值越大，膨胀破裂半径差值也越大。但相同壁厚的两种钢壳体膨胀最终状态基本接近，再次表明对于破裂较早的50SiMnVB钢壳体，在破裂后爆轰产物膨胀对其破片的加速作用高于晚破裂的45号钢壳体，使得两种钢壳体在驱动终态时的破片速度和膨胀半径基本一致。

表3 不同β值下金属柱壳特征点处的特征参数

4 结论

本文采用高速转镜式分幅相机和PDV阵列式光子多普勒测速仪联合同步测试的方法，获得了TNT炸药爆轰驱动不同β值的50SiMnVB钢和45号钢柱壳表面膨胀加速以及破裂过程的细节，通过分析分幅图像和速度时程曲线，重点分析了金属柱壳膨胀加速过程的冲击波效应以及金属柱壳破裂后继续加速阶段对驱动终态速度的影响。所得主要结论如下：

1) 高速转镜式分幅相机和PDV阵列式多普勒探测系统联合同步测试方法能够获得直观的爆轰驱动金属柱壳膨胀过程细节，试验结果揭示了金属柱壳膨胀速度因冲击波效应而导致的脉动振荡现象以及金属柱壳破裂后继续加速过程的趋势和规律。

2) 壳体壁厚不同，冲击波加载效应差异显著，壳体厚度增加其外表面膨胀速度的振荡幅值增大、脉动次数增多，且随着壁厚的增大，破裂模式由纯剪切转变为拉剪混合。

3) 因壳体壁厚以及由此产生的不同β值，45号钢壳体破裂时刻都晚于50SiMnVB钢壳体，且随壁厚的增大，破裂时刻和膨胀破裂半径相差越大，但由于壳体破裂后爆轰产物的继续加速作用，相同壁厚的两种钢壳体膨胀最终状态基本接近。