朱建軍， 李偉兵， 李文彬， 王曉鳴， 鄭宇， 盧海濤， 袁書強(qiáng)

(1.南京理工大學(xué) 智能彈藥技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 南京 210094; 2.瞬態(tài)沖擊技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102202; 3.中國兵器工業(yè)第208研究所， 北京 102202；4.中國兵器科學(xué)研究院寧波分院， 浙江 寧波 315103)

高應(yīng)變率下金屬柱殼動(dòng)態(tài)變形及形成破片特性研究

朱建軍1， 李偉兵1， 李文彬1， 王曉鳴1， 鄭宇1， 盧海濤2,3， 袁書強(qiáng)4

(1.南京理工大學(xué) 智能彈藥技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 南京 210094; 2.瞬態(tài)沖擊技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102202; 3.中國兵器工業(yè)第208研究所， 北京 102202；4.中國兵器科學(xué)研究院寧波分院， 浙江 寧波 315103)

針對(duì)高應(yīng)變率下金屬柱殼動(dòng)態(tài)變形及斷裂響應(yīng)問題，以50SiMnVB鋼和40CrMnSiB鋼殼體材料為研究對(duì)象，應(yīng)用超高速攝影技術(shù)以及Autodyn數(shù)值模擬軟件研究了殼體在高應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)變形過程。獲得了殼體外壁自由面徑向位移以及速度變化規(guī)律，并對(duì)回收所得破片的尺度分布規(guī)律以及斷裂特性進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：殼體內(nèi)部裂紋貫穿整個(gè)壁厚發(fā)生在20～25 μs之間；40CrMnSiB鋼殼體達(dá)到的穩(wěn)定速度比50SiMnVB鋼殼體提高了8.1%；試驗(yàn)回收所得殼體環(huán)向方向斷裂形成的破片寬度變化呈正態(tài)分布，且40CrMnSiB鋼殼體形成的破片質(zhì)量在0.1 g以上數(shù)目比50SiMnVB鋼殼體增加了49%，破碎程度更加嚴(yán)重。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 動(dòng)態(tài)變形; 膨脹斷裂; 稀疏波; 破片質(zhì)量分布; 高應(yīng)變率

0 引言

高應(yīng)變率加載下金屬圓柱形殼體的膨脹斷裂動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程一直是關(guān)注的焦點(diǎn)，尤其是殼體運(yùn)動(dòng)過程中動(dòng)態(tài)變形特性、斷裂失效機(jī)理以及形成破片尺度分布規(guī)律。早在20世紀(jì)40年代，Gurney[1]、Mott[2]分別提出了經(jīng)驗(yàn)公式來預(yù)測(cè)戰(zhàn)斗部形成破片的速度以及破片的質(zhì)量分布規(guī)律。柱殼在內(nèi)部炸藥爆轟驅(qū)動(dòng)下的膨脹斷裂行為與其形成破片的性能有直接關(guān)系，Taylor[3]于1944年研究柱殼的破碎問題中提出了著名的Taylor判據(jù)，Grady等[4-5]在Mott[2]的基礎(chǔ)上，從能量守恒角度全面地研究了柱殼失效后形成大量破片的統(tǒng)計(jì)分布規(guī)律，給出了爆轟加載應(yīng)變率與形成破片尺度的關(guān)系。

近年來，隨著試驗(yàn)及數(shù)值模擬技術(shù)的不斷提高，Hiroe等[6]和Zhang等[7]利用高速轉(zhuǎn)鏡式分幅相機(jī)獲得了金屬柱殼表面從膨脹、裂紋萌生直至爆轟產(chǎn)物泄漏的演化圖像，對(duì)高應(yīng)變率下早期裂紋萌生及擴(kuò)展的動(dòng)態(tài)演化過程進(jìn)行了研究。胡八一等[8]采用了一種改進(jìn)后的前照分幅攝影技術(shù)，研究了45號(hào)鋼管在3種不同猛度炸藥加載下的膨脹斷裂行為。此外，一些學(xué)者[9-12]也針對(duì)殼體材料性能對(duì)其形成破片特性的影響進(jìn)行了研究，然而爆轟加載下柱殼動(dòng)態(tài)膨脹破碎過程遠(yuǎn)比單純材料失效問題復(fù)雜，針對(duì)其運(yùn)動(dòng)初期的響應(yīng)、爆轟產(chǎn)物膨脹、裂紋萌生及擴(kuò)展這樣一個(gè)高應(yīng)變率的動(dòng)態(tài)演化過程了解還相對(duì)較少，有待進(jìn)一步研究。另外，由于爆轟產(chǎn)物的傳播時(shí)序性以及軸向稀疏波的影響問題，殼體軸向不同位置處動(dòng)態(tài)變形并不完全一致[13-14]，還有待進(jìn)一步研究不同軸向位置處殼體斷裂特性差異。

本文主要對(duì)CL-20基壓裝混合炸藥加載下50SiMnVB鋼和40CrMnSiB鋼殼體動(dòng)態(tài)變形過程及斷裂形成的破片特性進(jìn)行研究，利用超高速攝影技術(shù)以及Autodyn數(shù)值模擬軟件獲得了殼體在高應(yīng)變率下動(dòng)態(tài)變形過程，并通過計(jì)算分析，研究了回收得到的破片質(zhì)量分布以及斷裂特性規(guī)律。

1 柱殼結(jié)構(gòu)與研究方案

本文選取的試驗(yàn)結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中炸藥裝藥為CL-20基壓裝混合炸藥，裝藥長度80 mm、直徑50 mm，殼體材料分別選用40CrMnSiB鋼和50SiMnVB鋼，殼體壁厚6 mm. 另外殼體兩端蓋高為10 mm，采用螺紋連接方式，連接部分長度5 mm，選用45號(hào)鋼作為端蓋材料。為了便于雷管安置定位，在起爆端處安上雷管座，彈體總長為100 mm，外徑為62 mm. 回火狀態(tài)下加工得到殼體材料的性能參數(shù)及試驗(yàn)方案見表1，高能炸藥CL-20基壓裝混合炸藥的特性參數(shù)[15]見表2.

圖1 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of warhead

表1 殼體材料性能參數(shù)及試驗(yàn)方案

表2 CL-20基壓裝混合炸藥特性參數(shù)

2 柱殼動(dòng)態(tài)變形過程研究

2.1 超高速攝影試驗(yàn)

2.1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了獲得上述兩種材料殼體動(dòng)態(tài)變形過程，本文利用超高速攝影試驗(yàn)拍攝殼體在爆炸加載下膨脹斷裂過程，試驗(yàn)布置如圖2所示。鑒于炸藥裝藥為CL-20基高能炸藥，將超高速攝影設(shè)備放置于防爆墻后的鋼質(zhì)掩體內(nèi)，并在防護(hù)罩的鏡頭孔前后各加裝一塊25 mm厚防彈玻璃，對(duì)攝影儀鏡頭進(jìn)行防護(hù)。同時(shí)因柱殼在爆炸作用下產(chǎn)生大量破片，而且為了保證相片的拍攝質(zhì)量并避免爆炸沖擊波對(duì)超高速攝影機(jī)的影響，本文利用反射鏡減少設(shè)備損傷，并且設(shè)置試驗(yàn)彈體與儀器之間相距6 m. 另外，考慮到高速攝影儀的曝光時(shí)間極短，自然光條件下抓拍的圖像較暗且與環(huán)境對(duì)比度較低，故采用兩盞2 000 W的強(qiáng)光燈對(duì)彈體近距離照明，并對(duì)彈體的表面進(jìn)行噴漆，以增強(qiáng)圖像的亮度和對(duì)比度。曝光時(shí)間過短會(huì)造成圖像的亮度和對(duì)比度極低，曝光時(shí)間過長則會(huì)影響圖片的清晰度，因此將高速攝影儀的曝光時(shí)間設(shè)置為5 μs，每兩幅圖像間的時(shí)間增益為1 μs.

圖2 彈體膨脹斷裂過程試驗(yàn)布置圖Fig.2 Experimental arrangement of expansion and fracture of projectile

2.1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)所得兩種殼體動(dòng)態(tài)變形過程結(jié)果如圖3、圖4所示，給出了柱殼表面10～30 μs之間的膨脹過程圖像。由于起爆方式為端點(diǎn)起爆，爆轟產(chǎn)物的傳播具有時(shí)序性，而且殼體兩端受軸向稀疏波的影響較為嚴(yán)重，使得殼體外壁自由面軸向方向變形程度并不一致。依據(jù)稀疏波的影響[16]以及圖像結(jié)果，可確定距起爆端約60%～70%殼體長度處外壁自由面變形程度最大，其受爆轟作用影響最強(qiáng)，因此選取此處殼體外壁作為研究對(duì)象進(jìn)行分析。另外，考慮到爆炸前期過程中此處殼體軸向膨脹程度較小以及飛散角接近0°，故假設(shè)此處只發(fā)生徑向膨脹。50SiMnVB鋼殼體膨脹過程結(jié)果中，20 μs時(shí)，殼體表面還未出現(xiàn)裂紋，此時(shí)外壁直徑膨脹到90.72 mm；當(dāng)爆炸后25 μs時(shí)，50SiMnVB鋼殼體表面可觀察到裂紋出現(xiàn)，而且爆轟產(chǎn)物開始泄漏，此時(shí)外壁直徑達(dá)到109.64 mm. 因此認(rèn)定殼體內(nèi)部裂紋貫穿整個(gè)殼體壁厚發(fā)生在20～25 μs之間，此階段殼體發(fā)生斷裂。因此可估算出50SiMnVB鋼殼體的平均斷裂半徑為1.53倍初始半徑，相應(yīng)時(shí)刻斷裂應(yīng)變率約為5.4×104s-1.

圖3 50SiMnVB鋼圓柱殼體膨脹斷裂過程Fig.3 Expansion and fracture process of 50SiMnVB cylinder shell steel

圖4 40CrMnSiB鋼圓柱殼體膨脹斷裂過程Fig.4 Expansion and fracture process of 40CrMnSiB cylinder shell steel

同一時(shí)刻的40CrMnSiB鋼殼體外壁自由面變形程度大于50SiMnVB鋼殼體，其殼體內(nèi)部裂紋貫穿整個(gè)壁厚時(shí)處于20～25 μs之間(偏向于25 μs時(shí)刻)，斷裂直徑在94.86～113.5 mm之間，40CrMnSiB鋼殼體的平均斷裂半徑為1.67倍初始半徑，斷裂應(yīng)變率為6.1×104s-1，比50SiMnVB鋼殼體斷裂應(yīng)變率增大了13.0%.

2.2 動(dòng)態(tài)變形參數(shù)仿真分析

2.2.1 仿真方案

由于試驗(yàn)量較少，柱殼爆炸過程時(shí)間太短，而且超高速試驗(yàn)測(cè)量點(diǎn)太少，無法準(zhǔn)確地了解任意時(shí)刻殼體外壁膨脹變形情況，因此本文采用基于AUTODYN-2D軟件對(duì)在爆轟驅(qū)動(dòng)作用下金屬殼體運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，仿真方案與試驗(yàn)基本一致，另外由于兩端端蓋約束作用不強(qiáng)，因此忽略了兩端端蓋對(duì)其的影響，從而減少計(jì)算量節(jié)約時(shí)間。仿真模型如圖5所示，其中炸藥模型采用ALE算法，而50SiMnVB鋼和40CrMnSiB鋼殼體模型均采用Lagrange算法。另外模型取0.5 mm為1個(gè)網(wǎng)格，裝藥為CL-20基壓裝混合炸藥，狀態(tài)方程采用JWL模型，參數(shù)為A=875 GPa，B=30 GPa，R1=4.73，R2=1.39，ω=0.26[15].

圖5 仿真模型Fig.5 Cross-section of numerical model

兩種殼體材料的狀態(tài)方程均采用Linear形式，且強(qiáng)度模型為Johnson-Cook模型[17]，本文利用分離式霍普金森壓桿系統(tǒng)在應(yīng)變率為103～104s-1內(nèi)對(duì)材料進(jìn)行沖擊壓縮加載，將兩種材料制成直徑4 mm、高4 mm圓柱形試樣。動(dòng)態(tài)特性測(cè)試中子彈由穩(wěn)壓裝置按照一定的速度射出與入射桿撞擊，入射桿中產(chǎn)生入射波且傳播到試件處，試樣受到壓縮波的作用發(fā)生高速變形，一部分壓縮波反射回入射桿成為反射波，通過貼在桿上的電阻應(yīng)變片記錄輸出3個(gè)波形應(yīng)變時(shí)間變化曲線，由連接的計(jì)算機(jī)進(jìn)行存儲(chǔ)和輸出，最終測(cè)得不同應(yīng)變率下的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線，經(jīng)擬合得到材料Johnson-Cook本構(gòu)方程。

50SiMnVB鋼的本構(gòu)方程為

(1)

40CrMnSiB鋼的本構(gòu)方程為

(2)

2.2.2 仿真結(jié)果

圖6 不同時(shí)刻殼體徑向位移隨軸向分布規(guī)律Fig.6 Variation of radial displacement of shell along axial distance at different expansion times

通過仿真獲得了不同時(shí)刻下殼體外壁軸向各處徑向運(yùn)動(dòng)規(guī)律，如圖6所示。端面中心點(diǎn)起爆條件下，爆轟傳播具有時(shí)序性，使得殼體外壁軸向各處膨脹運(yùn)動(dòng)規(guī)律并不一致；由于殼體長徑比(約為1.3)較小，兩端受稀疏波影響較為嚴(yán)重，使得作用于兩端的有效炸藥減少，對(duì)殼體驅(qū)動(dòng)能力降低，故殼體兩端徑向位移程度明顯小于中間段(24～56 mm)；另外，由于非起爆端爆轟產(chǎn)物隨爆轟波傳播方向運(yùn)動(dòng)，而起爆端在爆轟波未傳至殼體時(shí)爆轟產(chǎn)物已經(jīng)大量泄漏，使得起爆端徑向位移量小于非起爆端。分析圖6可知，仿真所得殼體中間段60%～70%處徑向膨脹距離最大，與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

圖7 膨脹速度隨時(shí)間變化規(guī)律Fig.7 Evolution process of expansion velocity of shell

與試驗(yàn)分析方法一致，選取殼體長度方向70%處進(jìn)行研究，得到了殼體外壁膨脹速度變化規(guī)律，如圖7所示。由圖7(a)可知：炸藥起爆后，在時(shí)間t=6.3 μs時(shí)爆轟波傳至殼體內(nèi)并與其產(chǎn)生相互作用；在t=t0=7.7 μs時(shí)，沖擊波首次到達(dá)外壁自由表面處，此時(shí)速度到達(dá)2u1=1 245.56 m/s，同時(shí)由外壁自由面反射稀疏波[18]，并向殼體內(nèi)壁傳播，從而使得速度下降，直到t=t1=8.7 μs時(shí)速度不再下降，此時(shí)速度為1 031.61 m/s；此后殼體內(nèi)壁處又會(huì)重新出現(xiàn)沖擊波并傳入殼體，使得速度增大到1 414.71 m/s，可得第2次波動(dòng)速度增量為2u2=383.1 m/s，此后不斷波動(dòng)；然而隨著殼體的不斷膨脹，增幅在不斷減小，最終外壁速度達(dá)到穩(wěn)定約為vp=1 570.1 m/s. 圖7(b)中，40CrMnSiB鋼殼體外壁變化趨勢(shì)基本與50SiMnVB鋼殼體一致，其在t=t0=7.6 μs時(shí)沖擊波首次到達(dá)外壁自由面處時(shí)，此時(shí)速度達(dá)到2u1=1 190.43 m/s. 然而40CrMnSiB鋼殼體第2次波動(dòng)速度從944.1 m/s增大到1 387.6 m/s，增量2u2=443.5 m/s，相對(duì)50SiMnVB鋼殼體增大了15.8%. 另外，隨著時(shí)間不斷推移，40CrMnSiB鋼殼體外壁速度逐漸趨于穩(wěn)定，到達(dá)vp=1 701.1 m/s，比50SiMnVB鋼材料增大了8.1%.

2.2.3 試驗(yàn)及仿真結(jié)果對(duì)比

結(jié)合試驗(yàn)與仿真結(jié)果，得到了如圖8所示的殼體外壁自由面徑向位移變化趨勢(shì)對(duì)比分析圖。由圖8可知，試驗(yàn)與仿真結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致，而且圖8(a)中，50SiMnVB鋼殼體的試驗(yàn)與仿真所得結(jié)果基本吻合。而在圖8(b)中，當(dāng)t=0.04 ms時(shí)，試驗(yàn)與仿真所得徑向位移相差較大，約為12 mm，這應(yīng)與該段所測(cè)量的殼體外壁處爆轟產(chǎn)物大量泄漏相關(guān)，導(dǎo)致所測(cè)徑向位移大于實(shí)際值。另外，膨脹前期試驗(yàn)與仿真所得結(jié)果偏差均在5%以內(nèi)，驗(yàn)證了仿真的準(zhǔn)確性。結(jié)合圖8(a)、圖8(b)可知，當(dāng)t=0.06 ms時(shí)，仿真所得50SiMnVB鋼殼體外壁徑向位移(75.35 mm)比40CrMnSiB鋼殼體結(jié)果小11.0%.

圖8 試驗(yàn)與仿真所得徑向位移變化規(guī)律Fig.8 Comparison of radial displacements in experiment and simulation

3 柱殼斷裂形成破片分析

對(duì)于高應(yīng)變率下殼體動(dòng)態(tài)變形及斷裂形成破片的整個(gè)過程，由于時(shí)間十分短暫而且復(fù)雜，因此僅僅分析殼體膨脹斷裂過程還無法全面地解釋柱殼斷裂變化規(guī)律，所以為了研究高應(yīng)變率下殼體斷裂形成破片的特征變化規(guī)律，本文對(duì)回收得到的破片進(jìn)行了分析。

3.1 破片質(zhì)量分布規(guī)律

回收所得50SiMnVB鋼和40CrMnSiB鋼兩種材料殼體形成破片結(jié)果如圖9所示，回收率達(dá)90%以上，大部分破片呈長條狀，且其長度是寬度的3～6倍。以0.1 g以上的破片作為研究對(duì)象，50SiMnVB鋼殼體形成破片質(zhì)量在0.1 g以上數(shù)目為1 131個(gè)，總質(zhì)量559.45 g；而40CrMnSiB鋼殼體形成破片質(zhì)量在0.1 g以上數(shù)目為1 686個(gè)，總質(zhì)量583.34 g.

圖9 破片回收試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Results of recovered fragments

為了更好地分析殼體破碎后破片大小分布，通過對(duì)回收得到的破片進(jìn)行稱量、計(jì)數(shù)，并對(duì)得到數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)處理，獲得了分別表征破片質(zhì)量及數(shù)目分布的Payman分布結(jié)果和Mott分布結(jié)果，如圖10所示。其中m為單個(gè)破片的質(zhì)量，M(m)為質(zhì)量大于m的破片總質(zhì)量，N為質(zhì)量大于m的破片總數(shù)目。圖10(a)中，破片質(zhì)量分布的直線與縱軸ln(M(m))的夾角α為破碎參數(shù)，α值越小，破碎越劇烈，分布尺寸越小，因此從累積質(zhì)量的角度上分析可知，40CrMnSiB鋼殼體的破碎程度更加嚴(yán)重。由圖10(b)中二者直線變化規(guī)律可知：m1/2在0.7以下范圍內(nèi)時(shí)，50SiMnVB鋼殼體形成破片數(shù)目比40CrMnSiB鋼殼體少；而當(dāng)m1/2大于0.7時(shí)，其形成破片數(shù)目比40CrMnSiB鋼殼體提高了18.5%.

3.2 破片斷裂特性分析

隨機(jī)選取一定數(shù)量且形狀較為規(guī)則的破片進(jìn)行尺度研究，測(cè)得兩種殼體材料下形成破片的尺寸分布如圖11所示。由圖11可知，兩種材料殼體環(huán)向方向斷裂形成破片寬度分布規(guī)律基本滿足正態(tài)分布。另外，取至信概率P=0.96可得：50SiMnVB鋼殼體形成破片的平均寬度5.83 mm，標(biāo)準(zhǔn)差為1.09 mm；而40CrMnSiB鋼殼體形成破片的平均寬度5.41 mm，標(biāo)準(zhǔn)差為1.25 mm，相對(duì)于50SiMnVB鋼殼體形成破片寬度，增大了7.2%.

依據(jù)Grady等[19]的研究，當(dāng)殼體發(fā)生斷裂后，塑性卸載波分別向斷裂處兩側(cè)傳播，傳過的區(qū)域發(fā)生卸載，裂紋停止發(fā)展，無法完成斷裂，得出單位面積上殼體的破碎能Γ為

(3)

結(jié)合殼體形成破片尺度分布規(guī)律，得到了兩種材料殼體斷裂過程的破碎能Γ分布規(guī)律，如圖12所示。由于炸藥的傳播時(shí)序性以及試驗(yàn)的非可控性，使得殼體軸向以及周向斷裂形成破片特性并不一致，因此破碎能Γ的分布較為散亂。由圖12(a)可知：破碎能基本分布在0～700 kJ/m2之間，隨著Γ從0 kJ/m2不斷變化到700 kJ/m2，相應(yīng)破片數(shù)目先逐漸增加后不斷減少；此外，50SiMnVB鋼殼體形成破片中破碎能在150～200 kJ/m2的破片數(shù)目最多，而Γ在200～250 kJ/m2時(shí)相應(yīng)的40CrMnSiB鋼破片數(shù)目達(dá)到最高；當(dāng)Γ在0～300 kJ/m2之間時(shí)，相應(yīng)的50SiMnVB鋼殼體形成破片的數(shù)目少于40CrMnSiB鋼；而Γ在300～700 kJ/m2之間，相應(yīng)的50SiMnVB鋼殼體形成破片數(shù)目相對(duì)較多。另外通過破碎能與相應(yīng)破片數(shù)目分布規(guī)律獲得了如圖12(b)所示的斷裂應(yīng)變率與相應(yīng)平均破碎能的關(guān)系，由圖12(b)可知，破碎能并不隨著斷裂應(yīng)變率的增加而增加，還與殼體材料性能十分相關(guān)，殼體斷裂的破碎能隨著斷裂應(yīng)變率的增加從229.50 kJ/m2下降到210.9 kJ/m2，下降了8.1%.

圖12 殼體斷裂特性分布規(guī)律Fig.12 Distribution of fracture properties of shell

4 結(jié)論

1)研究了高應(yīng)變率條件下金屬圓柱殼體動(dòng)態(tài)變形過程，獲得了殼體外壁自由面徑向位移及速度的變化規(guī)律。針對(duì)本文所選試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，發(fā)現(xiàn)殼體內(nèi)部裂紋貫穿整個(gè)壁厚的階段在20～25 μs之間，計(jì)算獲得50SiMnVB鋼殼體斷裂應(yīng)變率約為5.4×104s-1，40CrMnSiB鋼殼體斷裂應(yīng)變率約為6.1×104s-1.

2)獲得了殼體動(dòng)態(tài)變形過程內(nèi)部參數(shù)信息，在殼體外表面速度達(dá)到穩(wěn)定vp之前，其速度一直以波動(dòng)的方式不斷進(jìn)行增加，而稀疏波的衰減使得殼體波動(dòng)的增幅在不斷減少，最終殼體趨向穩(wěn)定，其中50SiMnVB鋼殼體外表面達(dá)到的穩(wěn)定速度為1 570.1 m/s，而40CrMnSiB鋼殼體達(dá)到的穩(wěn)定速度提高了8.1%.

3)針對(duì)本文研究的同一圓柱裝藥結(jié)構(gòu)，對(duì)比分析了50SiMnVB鋼與40CrMnSiB鋼殼體形成破片特性，試驗(yàn)回收所得殼體環(huán)向方向斷裂形成的破片寬度變化呈正態(tài)分布，且40CrMnSiB鋼殼體形成的破片質(zhì)量在0.1 g以上數(shù)目為1 686個(gè)，比50SiMnVB鋼殼體增加了49%，40CrMnSiB鋼殼體中小質(zhì)量破片數(shù)目偏多，破碎程度更加嚴(yán)重。

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DynamicDeformationandFractureFragmentationBehaviorofMetalCylindricalShellatHighStrainRates

ZHU Jian-jun1， LI Wei-bing1， LI Wen-bin1， WANG Xiao-ming1， ZHENG Yu1， LU Hai-tao2，3， YUAN Shu-qiang4
(Ministerial Key Laboratory of ZNDY, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China；2.Science and Technology on Transient Impact Laboratory, Beijing 102202, China; 3.No.208 Research Institute of China Ordnance Industries, Beijing 102202, China；4.Ningbo Branch of China Ordnance Science Institute, Ningbo 315103, Zhejiang, China)

To understand the complex dynamic response of deformation and fracture of metal cylindrical shell at high-strain rates loading, the cylinder shells fabricated from 50SiMnVB steel and 40CrMnSiB steel were selected as the objects for study. The ultra-high speed photographic technology and AUTODYN-2D finite element software are applied to research the dynamic deformation of shell at high strain-rates, which obtaine the variation of radial displacement and velocities of outer-wall from the shell, and the fragment mass distribution and fracture fragmentation behavior of the resulting fracture fragments are analyzed. The results reveal that the phase of cracks penetrating the entire casing wall thickness occurs within the time range of 20-25 μs, and the velocity of 40CrMnSiB steel shell is increased by 8.1%, compared with that of 50SiMnVB steel shell. Moreover, the distribution of fragments width is of Gaussian-distribution, the fragmentation degree of fragments formed by 40CrMnSiB steel shell is more serious, and the number of fragments with mass of more than 0.1 g is increased by 49% compared with that of 50SiMnVB steel shell.

ordnance science and technology; dynamic deformation; expansion and fracture; rarefaction wave; fragment mass distribution; high strain-rate

2017-01-15

朱建軍(1993—)，男，博士研究生。E-mail: zhujianjun0527@163.com

李偉兵(1982—)，男，副教授，博士生導(dǎo)師。E-mail: njustlwb@163.com

TJ410.3+3

A

1000-1093(2017)10-1933-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.008