TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼變形行為研究*

閆永明，尉文超，何肖飛，孫 挺，時(shí) 捷

（鋼鐵研究總院特殊鋼研究所，北京 100081）

地雷、簡(jiǎn)易爆炸裝置和路邊炸彈等爆炸物已成為作戰(zhàn)特種車輛的主要威脅，是局部戰(zhàn)爭(zhēng)、反恐戰(zhàn)爭(zhēng)和未來武裝沖突的新形勢(shì)[1-5]。為作戰(zhàn)部隊(duì)裝備具有抗爆轟性能的特種車輛已成為保障作戰(zhàn)人員生命安全的關(guān)鍵。一般情況下，特種車輛通過在車底加裝防爆轟組件抵御地雷、簡(jiǎn)易爆炸裝置和路邊炸彈等爆炸物產(chǎn)生的爆轟沖擊波，防爆轟組件通常采用V 型或T 型設(shè)計(jì)，距地面高度250～700 mm，一般用高強(qiáng)度鋼冷彎成形制造，并可附加泡沫鋁、氣凝膠等吸能材料[6-7]。Chung 等[5]研究了700 MPa 級(jí)DOMEX 700 鋼在不同爆炸環(huán)境、不同V 型角度設(shè)計(jì)時(shí)的防爆轟性能，為車輛的抗爆轟結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。防爆轟結(jié)構(gòu)在爆轟沖擊載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)也一直備受關(guān)注，Menkes 等[8]在1973 年對(duì)兩端固支梁進(jìn)行了沖擊實(shí)驗(yàn)，把受均布沖擊載荷作用的梁的失效模式分為三種：塑性大變形（模式Ⅰ）、固支端拉伸撕裂（模式Ⅱ）、固支端剪切失效（模式Ⅲ）。Teeling 等[9]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)固支圓板也存在類似的失效模式，并給出了各種失效模式的臨界沖量。

WELDOX 700E 鋼和MARS 220 鋼均具備優(yōu)異的抗爆轟性能，而高強(qiáng)度鋼的抗爆轟變形機(jī)理已成為特種車輛車底防爆轟結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要理論依據(jù)。目前，以反恐防雷車、4×4 特種越野車等為代表的專用特種車輛均選用高強(qiáng)度WELDOX 700E 鋼制造車底防爆轟組件，但WELDOX 700E 鋼的抗爆轟性能及其形變機(jī)理有待深入研究。本文中以WELDOX 700E 鋼為對(duì)象，研究8 mm 厚鋼板在6 kg 球形TNT 空爆載荷、12 mm 厚鋼板在10 kg 球形TNT 空爆載荷的抗爆轟變形行為。同時(shí)，結(jié)合ABAQUS 模擬計(jì)算軟件，基于CEL 算法，對(duì)球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行模擬，并驗(yàn)證模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)用WELDOX 700E 鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為：0.18% C、0.25% Si、145% Mn、0.26% Cr、0.06%Ni、0.50% Mo、0.01% P、0.002% S，其余為Fe。示實(shí)驗(yàn)用WELDOX 700E 鋼的抗拉強(qiáng)度為817 MPa，屈服強(qiáng)度為765 MPa，伸長(zhǎng)率為19%，斷面收縮率為77%

圖1 所示為本研究用的抗爆轟實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖，通過上下砧板約束實(shí)驗(yàn)鋼板并用螺栓固定，炸藥為球形TNT，裝藥位置為靶板中心點(diǎn)正上方0.25 m。將WELDOX 700E 鋼加工成1.5 m×1.5 m 的方形抗爆轟實(shí)驗(yàn)件，實(shí)驗(yàn)件承載區(qū)域?yàn)橹睆? m 的圓形，并在實(shí)驗(yàn)件下方加裝5 支0.2 mm 厚的鋁管用于測(cè)量實(shí)驗(yàn)過程中WELDOX 700E 鋼的動(dòng)態(tài)最大變形量。

圖1 WELDOX 700E 鋼爆炸實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 Experimental setup of WELDOX 700E steel

利用ABAQUS 模擬計(jì)算軟件，基于CEL 算法，對(duì)球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬。建立球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形模擬計(jì)算1/4 模型，并在對(duì)稱面上施加對(duì)稱邊界條件?？諝庥?yàn)檎襟w，尺寸為0.9 m×0.9 m×0.85 m，空氣域外部設(shè)置無反射邊界條件。為了防止網(wǎng)格對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響，更好地反映實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)在爆炸載荷作用下的變形情況，實(shí)驗(yàn)鋼板采用殼單元（S4R）建立，上下砧板采用離散剛體，空氣域和炸藥采用三維多物質(zhì)歐拉單元建立（EC3D8R）。殼單元在厚度方向?yàn)? 個(gè)積分點(diǎn)，面網(wǎng)格單元尺寸為10 mm，空氣域采用20 mm 的大小進(jìn)行均勻網(wǎng)格劃分。采用通用接觸定義實(shí)驗(yàn)鋼板與空氣及爆轟產(chǎn)物的耦合關(guān)系，實(shí)驗(yàn)鋼板采用理想彈塑性模型。模擬計(jì)算前利用拉伸實(shí)驗(yàn)機(jī)和霍普金森拉桿裝置分析WELDOX 700E 鋼的靜、動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，獲得了WELDOX 700E 鋼的Johnson-Cook 本構(gòu)方程：

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 爆炸實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

爆炸實(shí)驗(yàn)過程中，在距爆炸點(diǎn)20 m 位置架設(shè)高速攝像機(jī)。如圖2 所示為，爆炸高度0.25 m 時(shí)，8 mm厚WELDOX 700E 鋼板抗6 kg 球形TNT 爆轟波的過程。

圖2 WELDOX 700E 鋼爆炸實(shí)驗(yàn)高速攝像Fig. 2 Snapshots of WELDOX 700E steel subjected to explosion taken by high-speed camera at different times

如圖3 所示，8、12 mm 厚實(shí)驗(yàn)鋼板在6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下均呈現(xiàn)出均勻的球形變形。利用平衡尺和卷尺測(cè)量實(shí)驗(yàn)鋼板的中點(diǎn)撓度，8 mm 厚實(shí)驗(yàn)鋼板中點(diǎn)撓度為124 mm，12 mm 厚實(shí)驗(yàn)鋼板中點(diǎn)撓度為143 mm。同時(shí)，對(duì)爆炸實(shí)驗(yàn)后5 支0.2 mm 厚鋁管的剩余高度進(jìn)行了測(cè)量，得出8、12 mm厚實(shí)驗(yàn)鋼板中點(diǎn)的動(dòng)態(tài)最大位移分別為144、166 mm，兩種工況下實(shí)驗(yàn)鋼板回彈分別為21、23 mm。

圖3 WELDOX 700E 鋼抗爆轟變形情況Fig. 3 Anti-detonation deformation of WELDOX 700E steel

塑性大變形（模式Ⅰ）、固支端拉伸撕裂（模式Ⅱ）、固支端剪切失效（模式Ⅲ）是固支材料受均布沖擊載荷作用時(shí)的三種典型失效模式。Jacon 等[12]系統(tǒng)研究了爆炸高度、炸藥當(dāng)量對(duì)Q235 鋼在抗爆轟變形行為的影響，認(rèn)為：炸藥當(dāng)量為5 g 時(shí)，Q235 鋼發(fā)生塑性大變形即失效模式I。當(dāng)比例距離為0.076～0.292 m/kg1/3即當(dāng)爆炸高度為13～50 mm(小于鋼板承載區(qū)域半徑53 mm)時(shí)，爆轟載荷集中加載于鋼板中心區(qū)域，Q235 鋼板呈現(xiàn)雙圓頂形變形狀態(tài)；當(dāng)比例距離為0.439～1.754 m/kg1/3即當(dāng)爆炸高度為75～300 mm(大于鋼板承載區(qū)域半徑53 mm)時(shí)，爆轟載荷均勻作用在鋼板表面，Q235 鋼板呈現(xiàn)均勻的球形變形。

如圖3 所示，本研究實(shí)驗(yàn)鋼承載區(qū)域半徑為0.5 m，設(shè)定爆炸高度為0.25 m，6、10 kg 球形TNT 空爆載荷對(duì)應(yīng)的比例距離分別為0.138、0.116 m/kg1/3，8、12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板均呈現(xiàn)出均勻的球形變形，即爆炸高度小于鋼板承載區(qū)域半徑時(shí)，爆轟載荷仍均勻作用在鋼板表面。因此，材料強(qiáng)度也是影響爆轟載荷加載方式的關(guān)鍵因素之一。Q235 鋼強(qiáng)度低，當(dāng)比例距離為0.076～0.292 m/kg1/3時(shí)，高速加載的爆轟載荷將使Q235 鋼板中心局部區(qū)域快速發(fā)生大塑性變形，并形成對(duì)爆轟波的聚攏作用，表現(xiàn)出雙圓頂形變形狀態(tài)；WELDOX 700E 鋼強(qiáng)度高，當(dāng)比例距離為0.116～0.138 m/kg1/3時(shí)，爆轟載荷不足以使鋼板局部快速發(fā)生大塑性變形。因此，在爆炸高度小于鋼板承載區(qū)域半徑時(shí)，與低強(qiáng)度Q235 鋼變形機(jī)理不同，高強(qiáng)度WELDOX 700E 鋼呈現(xiàn)出均勻的球形變形。

2.2 模擬計(jì)算分析

如圖4 所示，利用ABAQUS 模擬軟件計(jì)算了8、12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板的抗爆轟變形行為。與圖2～3 所示結(jié)果一致，8、12 mm 厚WELDOX 700E 鋼的抗爆轟形變均為均勻的球形變形。

如圖5 所示，模擬計(jì)算輸出了WELDOX 700E 鋼板中點(diǎn)的位移曲線，發(fā)現(xiàn)：在6 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，8 mm 厚WELDOX 700E 鋼中點(diǎn)動(dòng)態(tài)最大位移為140.06 mm，中點(diǎn)撓度為126.79 mm；在10 kg球形TNT 空爆載荷條件下，12 mm 厚WELDOX 700E 鋼中點(diǎn)動(dòng)態(tài)最大位移為152.69 mm，中點(diǎn)撓度為139.57 mm。同時(shí)，將實(shí)驗(yàn)鋼板的抗爆轟變形情況與模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖6 所示，間隔50 mm 測(cè)量了WELDOX 700E 鋼抗爆轟形變曲線：在6 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，模擬結(jié)果較好地符合了鋼板抗爆轟變形實(shí)際情況，中點(diǎn)撓度誤差為2.25%、動(dòng)態(tài)最大位移誤差為2.74%；在10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，中點(diǎn)撓度誤差為2.49%、動(dòng)態(tài)最大位移誤差達(dá)到8.02%。因此，模擬計(jì)算可準(zhǔn)確反映WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形行為，其中10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，動(dòng)態(tài)最大位移誤差偏大，主要是因?yàn)門NT 當(dāng)量由6 kg 增加至10 kg 后，實(shí)驗(yàn)工裝在空爆載荷條件下整體偏移量增大，而模擬計(jì)算過程中將上下砧板定義為不可移動(dòng)的剛體，導(dǎo)致模擬過程中動(dòng)態(tài)最大位移誤差增加。

圖4 WELDOX 700E 鋼爆轟變形模擬計(jì)算結(jié)果Fig. 4 Simulation of detonation deformation of WELDOX 700E steel

圖5 爆轟載荷下WELDOX 700E 鋼中點(diǎn)的位移曲線Fig. 5 Midpoint displacement of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

圖6 WELDOX 700E 鋼抗爆轟球形形變曲線Fig. 6 Deformation curves of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

2.3 抗爆轟變形機(jī)理

WELDOX 700E 鋼板的公稱厚度分別為8、12 mm，考慮厚度公差，實(shí)驗(yàn)用WELDOX 700E 鋼的實(shí)際平均厚度為8.21、12.29 mm。圖7 所示為間隔100 mm 測(cè)量WELDOX 700E 鋼板爆轟變形后由邊部到心部的抗爆轟厚度。8 mm 厚WELDOX 700E 鋼在6 kg 球形TNT 空爆載荷下，鋼板厚度由8.21 mm 降低至7.65 mm，減薄6.82%；12 mm 厚WELDOX 700E 鋼在10 kg 球形TNT 空爆載荷下，鋼板厚度由12.29 mm降低至10.98 mm，減薄10.66%。以實(shí)驗(yàn)鋼的公稱厚度為判據(jù)，由圖8 可知，8、12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板分別在距中心點(diǎn)106 mm（A 點(diǎn)）和250 mm（B 點(diǎn)）的位置鋼板厚度低于公稱厚度。結(jié)合模擬計(jì)算，6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下A 點(diǎn)和B 點(diǎn)的初始爆轟載荷強(qiáng)度（即A 和B 單元的界面反射壓力）分別為896、925 MPa，均高于WELDOX 700E 鋼的抗拉強(qiáng)度。因此，材料強(qiáng)度是影響WELDOX 700E 鋼抗爆轟變形行為的關(guān)鍵因素之一。

圖7 WELDOX 700E 鋼抗爆轟厚度變化曲線Fig. 7 Thickness variation of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

圖8 WELDOX 700E 鋼在爆轟變形后不同區(qū)域金相組織Fig. 8 Microstructure of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

為進(jìn)一步研究WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形機(jī)理，分別對(duì)8、12 mm 實(shí)驗(yàn)鋼的硬度和組織進(jìn)行分析。6 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，8 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心點(diǎn)硬度為26.8 HRC、邊部硬度為25.6 HRC，心部較邊部增加4.7%；10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心點(diǎn)硬度為28.5 HRC、邊部硬度為26.2 HRC，心部較邊部增加8.8%。因此，球形TNT 空爆載荷條件下，WELDOX 700E 鋼存在應(yīng)變硬化現(xiàn)象。如圖8 所示，利用金相顯微鏡分別觀察了8、12 mm 實(shí)驗(yàn)后鋼板邊部、1/2 半徑、中心位置的金相組織。不同載荷條件下8、12 mm 實(shí)驗(yàn)鋼板邊部、1/2 半徑和中心位置的顯微組織均為等軸狀馬氏體組織，未觀察到晶粒變形現(xiàn)象。

金屬材料的應(yīng)變硬化特性實(shí)質(zhì)是晶粒內(nèi)部位錯(cuò)増殖和運(yùn)動(dòng)特征的體現(xiàn)，在宏觀屈服點(diǎn)出現(xiàn)之前，外部載荷產(chǎn)生的材料內(nèi)應(yīng)力可啟動(dòng)大量晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)源，使晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)產(chǎn)生増殖與滑移，位錯(cuò)密度升髙，硬化現(xiàn)象開始出現(xiàn)[13-14]。利用布魯克D8 ADVANCE X 射線衍射儀，根據(jù)Williamson-Hall 方法，實(shí)驗(yàn)后對(duì)鋼板邊部和中心的位錯(cuò)密度進(jìn)行測(cè)試，如圖9 所示，橫坐標(biāo)中θ 為X 射線入射角，縱坐標(biāo)為統(tǒng)計(jì)計(jì)數(shù)。8 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心區(qū)域的位錯(cuò)密度為2.334×1011m?2、邊部區(qū)域?yàn)?.294×1011m?2，心部較邊部增加80.31%；12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心區(qū)域的位錯(cuò)密度為3.283×1011m-2、邊部區(qū)域?yàn)?.304×1011m-2，心部較邊部增加151.76%。因此，爆炸高度0.25 m 工況條件下，6、10 kg 球形TNT 產(chǎn)生的爆轟載荷以球面波的形式作用在實(shí)驗(yàn)鋼板上，使實(shí)驗(yàn)鋼板發(fā)生均勻的減薄變形，并促使實(shí)驗(yàn)鋼心部區(qū)域組織內(nèi)部的位錯(cuò)密度增加，表現(xiàn)出一定的應(yīng)變硬化現(xiàn)象。

3 結(jié) 論

（1）WELDOX 700E 鋼在6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下均呈現(xiàn)出均勻的球形變形，材料強(qiáng)度是影響爆轟載荷加載方式的關(guān)鍵因素之一。8、12 mm 實(shí)驗(yàn)鋼中點(diǎn)撓度分別為124、143 mm，鋼板中點(diǎn)的動(dòng)態(tài)最大位移分別為144、166 mm，回彈分別為21、23 mm。

（2）利用ABAQUS 模擬計(jì)算軟件，基于CEL 算法，建立了球形TNT 裝藥空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形模擬計(jì)算模型，在不考慮實(shí)驗(yàn)工裝整體偏移的條件下，計(jì)算誤差在3%以內(nèi)，可準(zhǔn)確反映WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形情況。

（3）WELDOX 700E 鋼在球形TNT 空爆載荷條件下呈現(xiàn)出顯著的厚度減薄現(xiàn)象，并伴隨一定的應(yīng)變硬化行為，應(yīng)變硬化現(xiàn)象主要為馬氏體內(nèi)部位錯(cuò)増殖的表現(xiàn)。