闫永明，尉文超，何肖飞，孙 挺，时 捷

（钢铁研究总院特殊钢研究所，北京 100081）

地雷、简易爆炸装置和路边炸弹等爆炸物已成为作战特种车辆的主要威胁，是局部战争、反恐战争和未来武装冲突的新形势[1-5]。为作战部队装备具有抗爆轰性能的特种车辆已成为保障作战人员生命安全的关键。一般情况下，特种车辆通过在车底加装防爆轰组件抵御地雷、简易爆炸装置和路边炸弹等爆炸物产生的爆轰冲击波，防爆轰组件通常采用V 型或T 型设计，距地面高度250～700 mm，一般用高强度钢冷弯成形制造，并可附加泡沫铝、气凝胶等吸能材料[6-7]。Chung 等[5]研究了700 MPa 级DOMEX 700 钢在不同爆炸环境、不同V 型角度设计时的防爆轰性能，为车辆的抗爆轰结构设计提供了依据。防爆轰结构在爆轰冲击载荷作用下的动态响应也一直备受关注，Menkes 等[8]在1973 年对两端固支梁进行了冲击实验，把受均布冲击载荷作用的梁的失效模式分为三种：塑性大变形（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]实验发现固支圆板也存在类似的失效模式，并给出了各种失效模式的临界冲量。

WELDOX 700E 钢和MARS 220 钢均具备优异的抗爆轰性能，而高强度钢的抗爆轰变形机理已成为特种车辆车底防爆轰结构设计的重要理论依据。目前，以反恐防雷车、4×4 特种越野车等为代表的专用特种车辆均选用高强度WELDOX 700E 钢制造车底防爆轰组件，但WELDOX 700E 钢的抗爆轰性能及其形变机理有待深入研究。本文中以WELDOX 700E 钢为对象，研究8 mm 厚钢板在6 kg 球形TNT 空爆载荷、12 mm 厚钢板在10 kg 球形TNT 空爆载荷的抗爆轰变形行为。同时，结合ABAQUS 模拟计算软件，基于CEL 算法，对球形TNT 空爆载荷下WELDOX 700E 钢的动态响应进行模拟，并验证模拟计算结果的准确性。

1 实验材料与方法

实验用WELDOX 700E 钢的化学成分（质量分数）为：0.18% C、0.25% Si、145% Mn、0.26% Cr、0.06%Ni、0.50% Mo、0.01% P、0.002% S，其余为Fe。示实验用WELDOX 700E 钢的抗拉强度为817 MPa，屈服强度为765 MPa，伸长率为19%，断面收缩率为77%

图1 所示为本研究用的抗爆轰实验装置结构图，通过上下砧板约束实验钢板并用螺栓固定，炸药为球形TNT，装药位置为靶板中心点正上方0.25 m。将WELDOX 700E 钢加工成1.5 m×1.5 m 的方形抗爆轰实验件，实验件承载区域为直径1 m 的圆形，并在实验件下方加装5 支0.2 mm 厚的铝管用于测量实验过程中WELDOX 700E 钢的动态最大变形量。

图1 WELDOX 700E 钢爆炸实验装置结构图Fig. 1 Experimental setup of WELDOX 700E steel

利用ABAQUS 模拟计算软件，基于CEL 算法，对球形TNT 空爆载荷下WELDOX 700E 钢的动态响应进行数值模拟。建立球形TNT 空爆载荷下WELDOX 700E 钢的抗爆轰变形模拟计算1/4 模型，并在对称面上施加对称边界条件。空气域为正方体，尺寸为0.9 m×0.9 m×0.85 m，空气域外部设置无反射边界条件。为了防止网格对实验结果的影响，更好地反映实验结构在爆炸载荷作用下的变形情况，实验钢板采用壳单元（S4R）建立，上下砧板采用离散刚体，空气域和炸药采用三维多物质欧拉单元建立（EC3D8R）。壳单元在厚度方向为5 个积分点，面网格单元尺寸为10 mm，空气域采用20 mm 的大小进行均匀网格划分。采用通用接触定义实验钢板与空气及爆轰产物的耦合关系，实验钢板采用理想弹塑性模型。模拟计算前利用拉伸实验机和霍普金森拉杆装置分析WELDOX 700E 钢的静、动态力学性能，获得了WELDOX 700E 钢的Johnson-Cook 本构方程：

2 实验结果与讨论

2.1 爆炸实验结果分析

爆炸实验过程中，在距爆炸点20 m 位置架设高速摄像机。如图2 所示为，爆炸高度0.25 m 时，8 mm厚WELDOX 700E 钢板抗6 kg 球形TNT 爆轰波的过程。

图2 WELDOX 700E 钢爆炸实验高速摄像Fig. 2 Snapshots of WELDOX 700E steel subjected to explosion taken by high-speed camera at different times

如图3 所示，8、12 mm 厚实验钢板在6、10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下均呈现出均匀的球形变形。利用平衡尺和卷尺测量实验钢板的中点挠度，8 mm 厚实验钢板中点挠度为124 mm，12 mm 厚实验钢板中点挠度为143 mm。同时，对爆炸实验后5 支0.2 mm 厚铝管的剩余高度进行了测量，得出8、12 mm厚实验钢板中点的动态最大位移分别为144、166 mm，两种工况下实验钢板回弹分别为21、23 mm。

图3 WELDOX 700E 钢抗爆轰变形情况Fig. 3 Anti-detonation deformation of WELDOX 700E steel

塑性大变形（模式Ⅰ）、固支端拉伸撕裂（模式Ⅱ）、固支端剪切失效（模式Ⅲ）是固支材料受均布冲击载荷作用时的三种典型失效模式。Jacon 等[12]系统研究了爆炸高度、炸药当量对Q235 钢在抗爆轰变形行为的影响，认为：炸药当量为5 g 时，Q235 钢发生塑性大变形即失效模式I。当比例距离为0.076～0.292 m/kg1/3即当爆炸高度为13～50 mm(小于钢板承载区域半径53 mm)时，爆轰载荷集中加载于钢板中心区域，Q235 钢板呈现双圆顶形变形状态；当比例距离为0.439～1.754 m/kg1/3即当爆炸高度为75～300 mm(大于钢板承载区域半径53 mm)时，爆轰载荷均匀作用在钢板表面，Q235 钢板呈现均匀的球形变形。

如图3 所示，本研究实验钢承载区域半径为0.5 m，设定爆炸高度为0.25 m，6、10 kg 球形TNT 空爆载荷对应的比例距离分别为0.138、0.116 m/kg1/3，8、12 mm 厚WELDOX 700E 钢板均呈现出均匀的球形变形，即爆炸高度小于钢板承载区域半径时，爆轰载荷仍均匀作用在钢板表面。因此，材料强度也是影响爆轰载荷加载方式的关键因素之一。Q235 钢强度低，当比例距离为0.076～0.292 m/kg1/3时，高速加载的爆轰载荷将使Q235 钢板中心局部区域快速发生大塑性变形，并形成对爆轰波的聚拢作用，表现出双圆顶形变形状态；WELDOX 700E 钢强度高，当比例距离为0.116～0.138 m/kg1/3时，爆轰载荷不足以使钢板局部快速发生大塑性变形。因此，在爆炸高度小于钢板承载区域半径时，与低强度Q235 钢变形机理不同，高强度WELDOX 700E 钢呈现出均匀的球形变形。

2.2 模拟计算分析

如图4 所示，利用ABAQUS 模拟软件计算了8、12 mm 厚WELDOX 700E 钢板的抗爆轰变形行为。与图2～3 所示结果一致，8、12 mm 厚WELDOX 700E 钢的抗爆轰形变均为均匀的球形变形。

如图5 所示，模拟计算输出了WELDOX 700E 钢板中点的位移曲线，发现：在6 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，8 mm 厚WELDOX 700E 钢中点动态最大位移为140.06 mm，中点挠度为126.79 mm；在10 kg球形TNT 空爆载荷条件下，12 mm 厚WELDOX 700E 钢中点动态最大位移为152.69 mm，中点挠度为139.57 mm。同时，将实验钢板的抗爆轰变形情况与模拟计算结果进行了对比，如图6 所示，间隔50 mm 测量了WELDOX 700E 钢抗爆轰形变曲线：在6 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，模拟结果较好地符合了钢板抗爆轰变形实际情况，中点挠度误差为2.25%、动态最大位移误差为2.74%；在10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，中点挠度误差为2.49%、动态最大位移误差达到8.02%。因此，模拟计算可准确反映WELDOX 700E 钢的抗爆轰变形行为，其中10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，动态最大位移误差偏大，主要是因为TNT 当量由6 kg 增加至10 kg 后，实验工装在空爆载荷条件下整体偏移量增大，而模拟计算过程中将上下砧板定义为不可移动的刚体，导致模拟过程中动态最大位移误差增加。

图4 WELDOX 700E 钢爆轰变形模拟计算结果Fig. 4 Simulation of detonation deformation of WELDOX 700E steel

图5 爆轰载荷下WELDOX 700E 钢中点的位移曲线Fig. 5 Midpoint displacement of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

图6 WELDOX 700E 钢抗爆轰球形形变曲线Fig. 6 Deformation curves of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

2.3 抗爆轰变形机理

WELDOX 700E 钢板的公称厚度分别为8、12 mm，考虑厚度公差，实验用WELDOX 700E 钢的实际平均厚度为8.21、12.29 mm。图7 所示为间隔100 mm 测量WELDOX 700E 钢板爆轰变形后由边部到心部的抗爆轰厚度。8 mm 厚WELDOX 700E 钢在6 kg 球形TNT 空爆载荷下，钢板厚度由8.21 mm 降低至7.65 mm，减薄6.82%；12 mm 厚WELDOX 700E 钢在10 kg 球形TNT 空爆载荷下，钢板厚度由12.29 mm降低至10.98 mm，减薄10.66%。以实验钢的公称厚度为判据，由图8 可知，8、12 mm 厚WELDOX 700E 钢板分别在距中心点106 mm（A 点）和250 mm（B 点）的位置钢板厚度低于公称厚度。结合模拟计算，6、10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下A 点和B 点的初始爆轰载荷强度（即A 和B 单元的界面反射压力）分别为896、925 MPa，均高于WELDOX 700E 钢的抗拉强度。因此，材料强度是影响WELDOX 700E 钢抗爆轰变形行为的关键因素之一。

图7 WELDOX 700E 钢抗爆轰厚度变化曲线Fig. 7 Thickness variation of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

图8 WELDOX 700E 钢在爆轰变形后不同区域金相组织Fig. 8 Microstructure of WELDOX 700E steel subjected to blast shock wave

为进一步研究WELDOX 700E 钢的抗爆轰变形机理，分别对8、12 mm 实验钢的硬度和组织进行分析。6 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，8 mm 厚WELDOX 700E 钢板中心点硬度为26.8 HRC、边部硬度为25.6 HRC，心部较边部增加4.7%；10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下，12 mm 厚WELDOX 700E 钢板中心点硬度为28.5 HRC、边部硬度为26.2 HRC，心部较边部增加8.8%。因此，球形TNT 空爆载荷条件下，WELDOX 700E 钢存在应变硬化现象。如图8 所示，利用金相显微镜分别观察了8、12 mm 实验后钢板边部、1/2 半径、中心位置的金相组织。不同载荷条件下8、12 mm 实验钢板边部、1/2 半径和中心位置的显微组织均为等轴状马氏体组织，未观察到晶粒变形现象。

金属材料的应变硬化特性实质是晶粒内部位错増殖和运动特征的体现，在宏观屈服点出现之前，外部载荷产生的材料内应力可启动大量晶粒内部的位错源，使晶粒内部的位错产生増殖与滑移，位错密度升髙，硬化现象开始出现[13-14]。利用布鲁克D8 ADVANCE X 射线衍射仪，根据Williamson-Hall 方法，实验后对钢板边部和中心的位错密度进行测试，如图9 所示，横坐标中θ 为X 射线入射角，纵坐标为统计计数。8 mm 厚WELDOX 700E 钢板中心区域的位错密度为2.334×1011m−2、边部区域为1.294×1011m−2，心部较边部增加80.31%；12 mm 厚WELDOX 700E 钢板中心区域的位错密度为3.283×1011m-2、边部区域为1.304×1011m-2，心部较边部增加151.76%。因此，爆炸高度0.25 m 工况条件下，6、10 kg 球形TNT 产生的爆轰载荷以球面波的形式作用在实验钢板上，使实验钢板发生均匀的减薄变形，并促使实验钢心部区域组织内部的位错密度增加，表现出一定的应变硬化现象。

3 结 论

（1）WELDOX 700E 钢在6、10 kg 球形TNT 空爆载荷条件下均呈现出均匀的球形变形，材料强度是影响爆轰载荷加载方式的关键因素之一。8、12 mm 实验钢中点挠度分别为124、143 mm，钢板中点的动态最大位移分别为144、166 mm，回弹分别为21、23 mm。

（2）利用ABAQUS 模拟计算软件，基于CEL 算法，建立了球形TNT 装药空爆载荷下WELDOX 700E 钢的抗爆轰变形模拟计算模型，在不考虑实验工装整体偏移的条件下，计算误差在3%以内，可准确反映WELDOX 700E 钢的抗爆轰变形情况。

（3）WELDOX 700E 钢在球形TNT 空爆载荷条件下呈现出显著的厚度减薄现象，并伴随一定的应变硬化行为，应变硬化现象主要为马氏体内部位错増殖的表现。