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 捷

（鋼鐵研究總院特殊鋼研究所，北京 100081）

地雷、簡易爆炸裝置和路邊炸彈等爆炸物已成為作戰特種車輛的主要威脅，是局部戰爭、反恐戰爭和未來武裝沖突的新形勢[1-5]。為作戰部隊裝備具有抗爆轟性能的特種車輛已成為保障作戰人員生命安全的關鍵。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、簡易爆炸裝置和路邊炸彈等爆炸物產生的爆轟沖擊波，防爆轟組件通常采用V 型或T 型設計，距地面高度250～700 mm，一般用高強度鋼冷彎成形制造，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DOMEX 700 鋼在不同爆炸環境、不同V 型角度設計時的防爆轟性能，為車輛的抗爆轟結構設計提供了依據。防爆轟結構在爆轟沖擊載荷作用下的動態響應也一直備受關注，Menkes 等[8]在1973 年對兩端固支梁進行了沖擊實驗，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]實驗發現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 鋼均具備優異的抗爆轟性能，而高強度鋼的抗爆轟變形機理已成為特種車輛車底防爆轟結構設計的重要理論依據。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理有待深入研究。本文中以WELDOX 700E 鋼為對象，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，結合ABAQUS 模擬計算軟件，基于CEL 算法，對球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的動態響應進行模擬，并驗證模擬計算結果的準確性。

1 實驗材料與方法

實驗用WELDOX 700E 鋼的化學成分（質量分數）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。示實驗用WELDOX 700E 鋼的抗拉強度為817 MPa，屈服強度為765 MPa，伸長率為19%，斷面收縮率為77%

圖1 所示為本研究用的抗爆轟實驗裝置結構圖，通過上下砧板約束實驗鋼板并用螺栓固定，炸藥為球形TNT，裝藥位置為靶板中心點正上方0.25 m。將WELDOX 700E 鋼加工成1.5 m×1.5 m 的方形抗爆轟實驗件，實驗件承載區域為直徑1 m 的圓形，并在實驗件下方加裝5 支0.2 mm 厚的鋁管用于測量實驗過程中WELDOX 700E 鋼的動態最大變形量。

圖1 WELDOX 700E 鋼爆炸實驗裝置結構圖Fig. 1 Experimental setup of WELDOX 700E steel

利用ABAQUS 模擬計算軟件，基于CEL 算法，對球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的動態響應進行數值模擬。建立球形TNT 空爆載荷下WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形模擬計算1/4 模型，并在對稱面上施加對稱邊界條件。空氣域為正方體，尺寸為0.9 m×0.9 m×0.85 m，空氣域外部設置無反射邊界條件。為了防止網格對實驗結果的影響，更好地反映實驗結構在爆炸載荷作用下的變形情況，實驗鋼板采用殼單元（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歐拉單元建立（EC3D8R）。殼單元在厚度方向為5 個積分點，面網格單元尺寸為10 mm，空氣域采用20 mm 的大小進行均勻網格劃分。采用通用接觸定義實驗鋼板與空氣及爆轟產物的耦合關系，實驗鋼板采用理想彈塑性模型。模擬計算前利用拉伸實驗機和霍普金森拉桿裝置分析WELDOX 700E 鋼的靜、動態力學性能，獲得了WELDOX 700E 鋼的Johnson-Cook 本構方程：

2 實驗結果與討論

2.1 爆炸實驗結果分析

爆炸實驗過程中，在距爆炸點20 m 位置架設高速攝像機。如圖2 所示為，爆炸高度0.25 m 時，8 mm厚WELDOX 700E 鋼板抗6 kg 球形TNT 爆轟波的過程。

圖2 WELDOX 700E 鋼爆炸實驗高速攝像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 厚實驗鋼板在6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下均呈現出均勻的球形變形。利用平衡尺和卷尺測量實驗鋼板的中點撓度，8 mm 厚實驗鋼板中點撓度為124 mm，12 mm 厚實驗鋼板中點撓度為143 mm。同時，對爆炸實驗后5 支0.2 mm 厚鋁管的剩余高度進行了測量，得出8、12 mm厚實驗鋼板中點的動態最大位移分別為144、166 mm，兩種工況下實驗鋼板回彈分別為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的三種典型失效模式。Jacon 等[12]系統研究了爆炸高度、炸藥當量對Q235 鋼在抗爆轟變形行為的影響，認為：炸藥當量為5 g 時，Q235 鋼發生塑性大變形即失效模式I。當比例距離為0.076～0.292 m/kg1/3即當爆炸高度為13～50 mm(小于鋼板承載區域半徑53 mm)時，爆轟載荷集中加載于鋼板中心區域，Q235 鋼板呈現雙圓頂形變形狀態；當比例距離為0.439～1.754 m/kg1/3即當爆炸高度為75～300 mm(大于鋼板承載區域半徑53 mm)時，爆轟載荷均勻作用在鋼板表面，Q235 鋼板呈現均勻的球形變形。

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

2.2 模擬計算分析

如圖4 所示，利用ABAQUS 模擬軟件計算了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，模擬計算輸出了WELDOX 700E 鋼板中點的位移曲線，發現：在6 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，8 mm 厚WELDOX 700E 鋼中點動態最大位移為140.06 mm，中點撓度為126.79 mm；在10 kg球形TNT 空爆載荷條件下，12 mm 厚WELDOX 700E 鋼中點動態最大位移為152.69 mm，中點撓度為139.57 mm。同時，將實驗鋼板的抗爆轟變形情況與模擬計算結果進行了對比，如圖6 所示，間隔50 mm 測量了WELDOX 700E 鋼抗爆轟形變曲線：在6 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，模擬結果較好地符合了鋼板抗爆轟變形實際情況，中點撓度誤差為2.25%、動態最大位移誤差為2.74%；在10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下，中點撓度誤差為2.49%、動態最大位移誤差達到8.02%。因此，模擬計算可準確反映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，動態最大位移誤差偏大，主要是因為TNT 當量由6 kg 增加至10 kg 后，實驗工裝在空爆載荷條件下整體偏移量增大，而模擬計算過程中將上下砧板定義為不可移動的剛體，導致模擬過程中動態最大位移誤差增加。

圖4 WELDOX 700E 鋼爆轟變形模擬計算結果Fig. 4 Simulation of detonation deformation of WELDOX 700E steel

圖5 爆轟載荷下WELDOX 700E 鋼中點的位移曲線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 抗爆轟變形機理

WELDOX 700E 鋼板的公稱厚度分別為8、12 mm，考慮厚度公差，實驗用WELDOX 700E 鋼的實際平均厚度為8.21、12.29 mm。圖7 所示為間隔100 mm 測量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%。以實驗鋼的公稱厚度為判據，由圖8 可知，8、12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板分別在距中心點106 mm（A 點）和250 mm（B 點）的位置鋼板厚度低于公稱厚度。結合模擬計算，6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下A 點和B 點的初始爆轟載荷強度（即A 和B 單元的界面反射壓力）分別為896、925 MPa，均高于WELDOX 700E 鋼的抗拉強度。因此，材料強度是影響WELDOX 700E 鋼抗爆轟變形行為的關鍵因素之一。

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域金相組織Fig. 8 Microstructure of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

為進一步研究WELDOX 700E 鋼的抗爆轟變形機理，分別對8、12 mm 實驗鋼的硬度和組織進行分析。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 鋼存在應變硬化現象。如圖8 所示，利用金相顯微鏡分別觀察了8、12 mm 實驗后鋼板邊部、1/2 半徑、中心位置的金相組織。不同載荷條件下8、12 mm 實驗鋼板邊部、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象。

金屬材料的應變硬化特性實質是晶粒內部位錯増殖和運動特征的體現，在宏觀屈服點出現之前，外部載荷產生的材料內應力可啟動大量晶粒內部的位錯源，使晶粒內部的位錯產生増殖與滑移，位錯密度升髙，硬化現象開始出現[13-14]。利用布魯克D8 ADVANCE X 射線衍射儀，根據Williamson-Hall 方法，實驗后對鋼板邊部和中心的位錯密度進行測試，如圖9 所示，橫坐標中θ 為X 射線入射角，縱坐標為統計計數。8 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心區域的位錯密度為2.334×1011m?2、邊部區域為1.294×1011m?2，心部較邊部增加80.31%；12 mm 厚WELDOX 700E 鋼板中心區域的位錯密度為3.283×1011m-2、邊部區域為1.304×1011m-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 產生的爆轟載荷以球面波的形式作用在實驗鋼板上，使實驗鋼板發生均勻的減薄變形，并促使實驗鋼心部區域組織內部的位錯密度增加，表現出一定的應變硬化現象。

3 結 論

（1）WELDOX 700E 鋼在6、10 kg 球形TNT 空爆載荷條件下均呈現出均勻的球形變形，材料強度是影響爆轟載荷加載方式的關鍵因素之一。8、12 mm 實驗鋼中點撓度分別為124、143 mm，鋼板中點的動態最大位移分別為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算模型，在不考慮實驗工裝整體偏移的條件下，計算誤差在3%以內，可準確反映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出顯著的厚度減薄現象，并伴隨一定的應變硬化行為，應變硬化現象主要為馬氏體內部位錯増殖的表現。