Напряженно-деформированное состояние и прочность металлического контейнера с защитой из энергопоглощающего материала при взрывном нагружении тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

На правах рукописи

Смольянин Сергей Сергеевич

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ И ПРОЧНОСТЬ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО КОНТЕЙНЕРА С ЗАЩИТОЙ ИЗ ЭНЕРГОПОГЛОЩАЮЩЕГО МАТЕРИАЛА ПРИ ВЗРЫВНОМ НАГРУЖЕНИИ

01.02.06-Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 О ОКТ 2013

Москва-2013

005534812

Работа выполнена в Государственном Научном Центре Российской Федерации Открытом Акционерном Обществе "Научно-производственное объединение "Центральный научно-исследовательский институт технологии машиностроения" (ОАО НПО "ЦНИИТМАШ").

Научный руководитель: Научный консультант: Официальные оппоненты:

Ведущая организация:

доктор технических наук, профессор Казанцев Александр Георгиевич доктор технических наук, профессор Первухин Леонид Борисович доктор технических наук, профессор Матвиенко Юрий Григорьевич кандидат физико-математических наук Дудин Сергей Васильевич

Федеральное казённое предприятие «Научно-исследовательский институт «Геодезия» (ФКП «НИИ «Геодезия»)

Защита диссертации состоится 28 октября 2013 г. в 14.00 час. на заседании диссертационного совета Д 217.042.02 при ОАО НПО "ЦНИИТМАШ" по адресу: 115088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская, д.4. Тел/факс: (495) 675-89-05; E-mail: dnklauch@cniitmash.ru

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технический библиотеке ОАО НПО "ЦНИИТМАШ" по адресу: 115088, г. Москва, ул. Шарикоподшипниковская, д.4.

Отзыв на автореферат в 2-х экземплярах с подписью составителя и заверенный печатью организации просим направлять в адрес диссертационного совета.

Автореферат разослан « » сентября 2013 г.

Ученый секретарь, кандидат технических наук

Д.Н. Клауч

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Для транспортировки и экстренного уничтожения взрывчатых веществ необходима разработка и изготовление взрывозащитных контейнеров с относительно небольшой массой и габаритами. К конструкции таких контейнеров предъявляются требования по обеспечению защиты обслуживающего персонала от поражающих факторов взрыва и осколочных элементов, они должны иметь небольшие габариты и массу относительно массы подрываемого заряда, сохранять в момент и после подрыва герметичность для предотвращения утечки токсичных продуктов взрыва. Работоспособность контейнера должна сохраняться в диапазоне климатических температур. Перспективными материалами, позволяющими обеспечить выполнение данных требований, являются легкие пористые керамические энергопоглощаю-щие материалы, снижающие при своем разрушении эффект взрывного воздействия

Сложность описания взрывных процессов, происходящих в замкнутом ограниченном объеме контейнера и определяющих его напряженное состояние, связана с необходимостью моделирования поведения нескольких сред (металл, воздух, пористый керамический энергопоглощающий материал, взрывчатое вещество), с учетом их принципиально различного поведения, возможного перемешивания, при наличии больших деформаций и разрушения энергопоглощающего материала.

В связи с отмеченным, разработка и совершенствование методов расчета напряженно-деформированного состояния и прочности взрывозащитных контейнеров, является актуальной задачей.

Актуальность работы подтверждается ее выполнением по Государственному контракту № 2005/209 от 01.04.2009 г.

Цель диссертационной работы. Цель работы - выполнение теоретико-экспериментальных исследований прочности транспортного взрыво-защитного контейнера с энергопоглощающим материалом, предназначенного для однократного подрыва заряда массой до 3.5 кг в тротило-вом (ТНТ) эквиваленте, с использованием современных методов анализа напряженно-деформированного состояния (НДС).

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Обосновать выбор энергопоглощающего материала и провести экспериментальное исследование его характеристик прочности, деформационной способности и поглощаемой при разрушении энергии.

2. На основе численного моделирования, методом конечных элементов, исследовать напряженно-деформированное состояние контейнера при взрывном нагружении, с учетом больших деформаций и разрушения защитного энергопоглощающего материала и упругопластиче-ского деформирования металлической оболочки.

3. Исследовать влияние на нагруженность оболочки контейнера характеристик механических свойств энергопоглощающего материала, толщины защитного слоя, массы и формы заряда взрывчатого вещества.

4. Провести натурные испытания макетов и полномасштабных контейнеров.

Методы исследования.

Расчетная часть работы выполнялась путем численного моделирования методом конечных элементов напряженного состояния при взрывном нагружении контейнера, с учетом наличия нескольких сред с принципиально различным поведением (металл, воздух, энергопоглощающий материал, взрывчатое вещество), возможностью их перемешивания при взрыве, при наличии больших деформаций и разрушения энергопоглощающего материала.

Экспериментальное исследование механических свойств энергопоглощающего материала и металла оболочки выполнялось на современных сервогидравлических установках и инструментированном копре.

При испытании макетов и полномасштабных контейнеров использовались тензометрические методы исследования НДС.

Научная новизна работы.

1. Определены характеристики прочности, деформационной способности и поглощаемой при разрушении энергии различных видов энергопоглощающих материалов (пористый бетон, стеклянные и алюмосиликатные микросферы, керамзит, вермикулит и др.). Обоснована эффективность применения пористого бетона ВБФ-650.

2. На основе численного моделирования методом конечных элементов исследовано напряженно-деформированное состояние контейнера при взрывном нагружении, с учетом больших деформаций и разрушения защитного энергопоглощающего материала (пористый бетон ВБФ-650) и упругопластического деформирования металлической оболочки.

3. Исследовано влияние на нагруженность оболочки контейнера характеристик механических свойств энергопоглощающего материала, толщины защитного слоя, массы и формы заряда взрывчатого вещества, скорости детонации.

4. Проведены натурные испытания макетов и полномасштабных контейнеров при взрывном нагружении. Обоснована эффективность применения защитных створок для снижения воздействия взрывной волны на крышку люка для обеспечения герметичности байонетного затвора.

Практическая ценность. На основе полученных результатов разработаны научно-обоснованные практические рекомендации по созданию взрывозащитных контейнеров, включающие компьютерное моделирование и выбор конструктивного исполнения, которые позволяют создавать

широкую гамму герметичных взрывных контейнеров (ВК) с применением энергопоглощающих материалов.

С использованием разработок автора изготовлен, прошел государственные испытания и рекомендован для серийного изготовления взры-возащитный контейнер на однократный подрыв заряда до 3.5 кг ТНТ.

Достоверность полученных результатов обеспечивается методологией исследований, основанной на трудах отечественных и зарубежных ученых, современных методов расчета, использованием аттестованного испытательного оборудования и измерительной аппаратуры, сопоставлением результатов расчета и эксперимента, данными натурных испытаний.

Личный вклад автора заключается в постановке и реализации задач данной работы, выполнении численных расчетов, проведении экспериментов по исследованию характеристик конструкционных материалов, участии в проведении натурных испытаний, интерпретации и обобщении полученных результатов.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Результаты компьютерного моделирования с использованием метода конечных элементов напряженно-деформированного состояния контейнера при взрывном нагружении.

2. Данные экспериментального исследования характеристик энергопоглощающих материалов при статическом и взрывном нагружении.

3. Результаты анализа данных натурных испытаний контейнеров при подрывах зарядов различной мощности.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих научных конференциях: конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России». МВТУ им.Баумана, 2010 г.; 7-й международной конференции «Технические средства противодействия террористическим и криминальным взрывам» Санкт-Петербург, 2011 г.; III Всероссийской конференции «Безопасность и живучесть технических систем». Красноярск, ИВМ СО РАН, 2009 г; XI Международной конференции EPNM "Explosive production of new materials: science, technology, business and innovations". Strasbourg-2012; семинарах отдела прочности ЦНИИТМАШ.

Публикации. По основным результатам диссертации подготовлено и опубликовано 9 статей, в том числе 3 в изданиях, рекомендованных ВАК РФ).

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов, списка литературы. Работа содержит 120 страниц машинописного текста, 78 рисунков, 24 таблицы. Список литературы включает 94 наименования.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении дана общая характеристика работы и обоснована ее актуальность.

В первой главе выполнен анализ проблемы локализации поражающих факторов взрыва, значительный вклад в решение которой внесен исследованиями Кобылкина И.Ф., Демчука А.Ф., Исакова В.П., Мальцева В.А., Даниленко В.В., Иванова А.Г., и др.

Рассмотрены способы локализации поражающих факторов, конструкции взрывных камер различного назначения, применяемые конструкционные материалы, методы снижения взрывного воздействия.

Выполнен анализ методов решения задач о взрывном нагружении с моделированием нескольких сред с принципиально различным поведением, при наличии больших деформаций и разрушения. Сформулирована цель и задачи исследования.

Во второй главе описана методика и приведены результаты исследования механических свойств различных энергопоглощающих материалов. Исследовались следующие материалы:

- пористый бетон типа ВБФ-650;

- керамзит (фракции до 10 и 20мм);

- полые алюмосиликатные микросферы диаметром 250 и 500 мкм без связующего и со связующим (ПВА);

- стеклянные тонкостенные микросферы со связующим (ПВА, цемент М500);

- газобетон;

- вспученный вермикулит (слюда) без связующего и со связующим (цемент М500).

Структура некоторых исследованных материалов показана на рис.1.

При проведении испытаний на сжатие использовались два вида образцов: цилиндрические и в виде кубиков. Образцы изготавливались способом отливки или засыпки материала в соответствующую форму (гильзу).

Испытания цилиндрических образцов с боковым подкреплением в гильзе больше соответствуют реальным условиям нагружения бетона в контейнере, и является более информативным. На рис.2а в качестве примера показаны диаграммы деформирования ВБФ-650 при температуре 20°С и -40°С в координатах напряжение - логарифмическая относительная (объемная) деформация £ = —\п(У), где V - относительное изменение объема. Диаграммы характеризуются наличием протяженного среднего участка с незначительным упрочнением, за которым происходит экспоненциальное увеличение нагрузки после разрушения пор.

Пористый бетон ВБФ-650

Стеклянные микросферы

Алюмосиликатные микросферы

Вермикулит ВВФ-4.0

Рисунок 1. Структура исследованных пористых материалов

В таблице 1 приведены основные характеристики испытанных материалов. Здесь авс, - напряжения на среднем участке диаграммы сжатия (рис.2б), А - поглощенная энергия, Епр - предельная деформация при уплотнении, р - массовая плотность.

Наиболее высокими характеристиками, с учетом комплекса предъявляемых к ним требований, обладает пористый бетон типа ВБФ-650, керамзит, стеклянные микросферы со связующим в виде цемента. Для использования во взрывозащитном контейнере был выбран пористый бетон типа ВБФ-650, как обладающий более стабильными свойствами и отработанной технологией применения.

ст,

Рисунок 2. а- диаграммы деформирования бетона ВБФ-650 при Т—20 (1) и -40°С (2); б - схематизированная диаграмма деформирования

Таблица 1. Свойства энергопоглощающих материалов, Т=20°С

Материал <звс, МПа А, МДж/м3 Ёпр, % Р, кг/м3

ВБФ-650 3.07 5.4 100 650

Газобетон 3.1 5.5 115 400

Керамзит 20 мм 1.8 5.8 140 300

Керамзит 10 мм 1.0 3.8 125 230

Алюмосиликатные микросферы 0250 мкм 9 1.85 18 350

Стеклянные микросферы 09Омкм + цемент М500 5:1 4.1 12.1 125 460

Вермикулит + цемент М500 7.5:1 1.6 6.4 110 720

Данный материал получается при смешивании наполнителя (ВБФ) и связующего (ортофосфорная кислота). Поры в материале закрытого типа, возникают вследствие выделения водорода и др. газов при взаимодействии смешиваемых компонентов. Их величина зависит от весового соотношения наполнителя и связующего, возможности свободного расширения (вспучивания) смеси при протекании химической реакции и затвердевании. В нашем случае средние линейные размеры пор составляли около 5 мм.

Для определения свойств металла оболочки контейнера (стали 09Г2С) были испытаны стандартные образцы на растяжение и ударную вязкость, вырезанные из основного металла цилиндрической обечайки контейнера, днищ и сварных проб.

Установлено, что механические свойства металла днищ и обечайки близки по уровню и соответствуют сертификатным данным, так как

прочностные свойства металла шва несколько выше свойств основного металла. Снижение температуры испытаний до -60°С не приводит к существенному изменению механических свойств при растяжении. Полученные характеристики металла обечайки при Т =20°С приведены в таблице 2.

Таблица 2. Результаты испытаний на растяжение металла оболочки контейнера

Материал Предел текучести а0 2, МПа Предел прочности ав, МПа Относительное удлинение, §,% Относительное сужение,

Основной металл 328 492 30 76

Металл шва 415 555 23 73

Оценка энергопоглощающих свойств ВБФ-50 при взрывном нагружении проводилась по данным испытаний полунатурных макетов контейнера. Корпус контейнера (рис.3) изготовлен из стали 09Г2С и имеет эллиптические донышки, наружный диаметр оболочки 530мм, длина цилиндрической части 500мм, толщина стенки 8мм. Крышка контейнера при проведении испытаний прикручивалась двадцатью болтами М20 через резиновую прокладку, уложенную между фланцами. Испытания проводились при заряде мощностью от 200 до 1100г ТНТ в пустотелых макетах и макетах с энергопоглощающим материалом. В процессе испытаний оценивались пластические деформации цилиндрической части оболочки макета контейнера.

Рисунок 3. Конструктивная схема макета контейнера

1- вспученный бетон

2- тензодатчики

3- заряд

4- детонатор

5- выходной патрубок

6-металлическая оболочка

При значениях массы заряда ВВ более 400г для пустотелой оболочки и 700 г для оболочки с энергопоглощающим материалом образу-

ются пластические деформации. При оценке взрывного воздействия по пластической деформации эффективная величина заряда снижается примерно на ЗООг ТНТ (табл.3). Так как объем заполнения макета 0.14м3, а энерговыделение ТНТ равно 4.2 МДж/кг, удельное энергопоглощение ВБФ-650 составляет 9 МДж/м3.

Таблица 3. Максимальные пластические деформации в оболочке

Масса заряда, г Конструкция Пластическая

контейнера деформация, %,

200 пустотелый 0

с ВБФ-650 0

400 пустотелый 0

с ВБФ-650 0

600 пустотелый 2.1

с ВБФ-650 0

700 с ВБФ-650 0

900 с ВБФ-650 2.2

1100 с ВБФ-650 4

Для оценки влияния климатических температур на энергопогло-щающие свойства пористого бетона ВБФ-650 были проведены сравнительные испытания в диапазоне Т = -40-+50°С. Использовались малоразмерные макеты диаметром 80 мм и длиной 160 мм с заглушёнными торцами (рис.4-5).

Эффективность энергопоглощения оценивалась по пластической деформации корпуса макета при подрыве фиксированного заряда.

Данные этих испытаний показали, что снижение температуры до -40°С не приводит к снижению свойств пористого бетона ВБФ-650 при взрывном нагружении.

2 1 2-^

Рисунок 4. Конструкция макета контейнера для климатических испытаний. 1 - цилиндрическая оболочка; 2 - заглушки; 3 - наполнитель ВБФ-650; 4 - пробка из ВБФ-650; 5 - заряд в полости

а б

Рисунок 5. Макет, испытанный при подрыве заряда массой 10 г без энергопоглощающего материала (а) и с энергопоглощающим материалом (б)

В третьей главе описана методика выполнения численных расчетов, приводятся результаты расчетно-экспериментальных исследований, выполненных для верификации методики, а также данные оценки НДС макетов контейнера.

Расчет напряженно-деформированного состояния контейнера проводился методом конечных элементов (лицензионный пакет АпвуБ/ЬБ-Оупа), путем решения соответствующих динамических упругопласти-ческих задач с использованием явной схемы интегрирования по времени.

Напряжения и деформации определялись из решения уравнения равновесия системы конечных элементов в момент времени 1, находящейся в состоянии движения:

[м]{й}+[с]{й}+[к]М = {к)

где [М],[С],[К] - матрицы масс, демпфирования, жесткости,

- вектор внешней узловой нагрузки, |й},|й|,|и| - вектора

ускорений, скоростей и перемещений узлов элементов.

Решение осуществлялось в трехмерной постановке. При построении модели были использованы 8-ми узловые объемные конечные элементы. При вычислении внутренних сил в узлах конечных элементов учитывалась составляющая демпфирующих усилий, определяемых массой и скоростью. Тепловыми эффектами пренебрегали.

Различные составные части контейнера проявляют различные типы механического поведения. Металлическая оболочка испытывает относительно небольшие пластические деформации, взрывчатое вещество (ВВ), воздух и пористый материал подвергаются большим деформациям, кроме того происходит перемешивание продуктов подрыва ВВ и воздуха.

В связи с этим при построении объемной конечно-элементной модели контейнера, для описания движения сплошной среды использовался Лагранжевый и комбинированный Лагранжево-Эйлеровый подходы.

—■

В чисто Лагранжевой формулировке, используемой для металлической оболочки, сетка конечных элементов деформируется вместе с материалом таким образом, что отсутствует перетекание материала между элементами. При изменении формы изделия (деформации во время взрыва) конечные элементы оболочки деформируются и перемещаются вместе с материалом. Данный подход применяется преимущественно для решения задач с относительно небольшими деформациями.

Для пористого материала, взрывчатого вещества и воздуха были использованы конечные элементы, учитывающие большие деформации и перемещения и поддерживающие многокомпонентную Лагранжево-Эйлерову формулировку уравнений движения. В многокомпонентной Лагранжево-Эйлеровой формулировке материал течет через движущуюся в пространстве конечно-элементную сетку (в чисто Эйлеровом подходе сетка неподвижна). При этом каждый элемент может содержать смесь нескольких материалов.

Для описания поведения стали 09Г2С, из которой изготовлена оболочка макета контейнера, использовалась модель упругопластиче-ского материала с кинематическим упрочнением. Зависимость параметров упрочнения от скорости деформации учитывалась на основе соотношения Купера-Саймондса, в котором динамическое напряжение текучести определяется суммой статического напряжения СГ задаваемого кривой статического деформирования и начального напряжения текучести <Тт, умноженного на член, зависящий от скорости деформации

где <Т, и е? - соответственно интенсивность напряжений и интенсивность пластических деформаций, ё? - скорость интенсивности пластических деформаций, сир константы материала. Для стали 09Г2С с =10и, р=11. Модуль упругости 2-Ю5 МПа.

Свойства взрывчатого вещества (тротил) описывались уравнением состояния Джонса-Уилкинса-Ли (.^Ь), позволяющим моделировать детонацию. Уравнение состояния ЖЬ широко применяется в численных методах моделирования ударных волн из-за своей простоты. Уравнение состояния ^Ь содержит параметры, определяющие соотношения между объемом, энергией и давлением продуктов детонации:

<г1(еГ,еГ) = <г1(еЪ + <гт\тг

V ^ /

/

\

( \ тг

•ехр (-Д,К) + £- 1—— -ехр +

Р = А- 1-

0)

\

ЪУ

где Е - внутренняя энергия на единицу объема, V - относительный удельный объем, а А, В, со, Яь Я2 - эмпирические коэффициенты, полученные экспериментальным путем.

Свойства воздуха описывались уравнением состояния идеального

газа.

Для описания поведения пористого материала защиты использовалась модель, учитывающая разрушение пор и уплотнение материала при сжатии. Коэффициент Пуассона принимался равным нулю. Параметры уравнения состояния были получены на основе аппроксимации диаграммы деформирования при сжатии. Влиянием скоростных эффектов на свойства пористого бетона пренебрегали.

Важным этапом в апробации метода решения поставленной задачи является верификация выбранного алгоритма численного решения.

Для верификации алгоритма решения использовались данные испытаний макетов в виде отрезков труб без донышек диаметром 500мм с толщиной стенки 5мм. Длина труб удовлетворяла условию Ь>Ю. что обеспечивало опережающее нагружение стенок трубы при подрыве заряда ВВ, размещенного на ее оси на середине длины.

Испытывапись пустотелые макеты и макеты с наполнением энер-гопоглощающим материалом. По данным испытаний оценивалась пластическая деформация оболочки в зоне напротив заряда.

МКЭ модель макета и результаты расчета распределения пластических деформаций (в относительных единицах) приведены на рис.6. Для моделирования выхода продуктов взрыва из торцов макета накладывались граничные условия, позволяющее избежать отражения волны, что обеспечивало соответствие расчетной модели условиям испытаний.

По данным расчета на основе описанной методики максимальные пластические деформации в пустотелой трубе составили 7.1%, в трубе с вермикулитом - 3.32%. Полученные результаты хорошо согласуются с экспериментом: в пустотелой трубе деформация 8%, в трубе с вермикулитом — 3.7%.

Рисунок 6. МКЭ модель трубы с энергопоглощающим материалом и ВВ (а); распределение интенсивности пластических деформаций в трубе с вермикулитом (б) и пустотелой трубе (в) после подрыва, заряд ВВ массой т=400 г Для апробирования методики расчета были также проведены исследования НДС макета контейнера диаметром 530мм с донышками, показанного на рис.3. Рассмотрено воздействие ударной взрывной волны на стенку металлического контейнера двух вариантов исполнения - с энергопоглощающим материалом ВБФ-650 и без (пустотелого). Расчетная конечно-элементная сетка макета контейнера представлена на рис.7.

Металлическая оболочка

Эиергозашитчыи патериал

Рисунок 7. Конечно-элементная модель макета контейнера На основе полученных данных установлена зависимость максимальных пластических деформаций от величины заряда, определены поля напряжений и деформаций в оболочке, величина действующего на стенки контейнера давления и характер изменения указанных величин во времени.

Результаты расчета показали, что в оболочке после подрыва возникают затухающие колебания. При подрыве в пустотелом контейнере наблюдается несколько пиков максимальных напряжений, процесс за-

тухает, практически после 0.008 сек. (рис.8а.) При применении защитного материала напряжения максимальны при первом нагружении (рис. 86), затухание колебаний происходит существенно быстрее, чем без защиты - за 0.002 сек, за счет демпфирующих свойств энергопогло-щающего материала.

Рисунок 8. Изменение во времени величины компонент напряжений в цилиндрической оболочке контейнера напротив заряда, а - заряд ВВ массой гп=600 г, пустотелая оболочка;

б - заряд ВВ массой ш=900 г, с энергопоглощающим материалом

В пустотелой оболочке наиболее нагруженными зонами являются центральные части днищ. При использовании энергозащитного материала величина пластических деформаций максимальна в центральной цилиндрической части контейнера напротив заряда (рис.9).

Зависимости интенсивности максимальных пластических деформаций в цилиндрической части обечайки от массы заряда, полученные расчетным путем, а также по данным испытаний при подрыве пустотелого контейнера и контейнера с энергопоглощающим материалом приведены на рис. 10. Видно, что результаты расчета и эксперимента находятся в хорошем соответствии.

По данным замеров толщины защитного слоя (при подрыве заряда ВВ массой 900г) установлено, что степень деформации в зоне напротив заряда находится на уровне 80-90%, что соответствует результатам расчета.

Полученные данные позволяют сделать вывод о том, что методика расчета НДС позволяет адекватно описать характер нагружения исследованных макетов контейнера.

Рисунок 9. Распределение интенсивности пластических деформаций (в

относительных единицах) в оболочке контейнера после подрыва, а - т = бООг, пустотелая оболочка, б - ш = 900г, с энергопоглощающим

материалом

Рисунок 10. Зависимость пластических деформаций от массы заряда при подрыве пустотелого контейнера(кривая 1)и контейнера с энергопоглощающим материалом (кривая 2). Точки: пустотелый контейнер: 1 - расчет; 2 - эксперимент; контейнер с энергопоглощающим материалом: 3 - расчет; 4 — эксперимент

Нагружение контейнера с защитным внутренним слоем пористого бетона происходит следующим образом. Возникший при взрыве ВВ импульс давления передается бетону, внутренние слои бетона перемещаются с ускорением в направлении стенок оболочки контейнера. В результате бетон уплотняется с разрушением пор и сжимается, приобретая кинетическую и потенциальную энергию. Чем выше деформационная способность (податливость) бетона, тем большую скорость он приобретает при расширении продуктов подрыва ВВ.

При достаточно малой величине заряда увеличение деформационной способности бетона приводит к снижению взрывного воздействия на стенку контейнера, при большом заряде бетон полностью уплотняется и эффект от демпфирования может оказаться ниже, чем от увеличения кинетической энергии бетона.

Для количественной оценки влияния характеристик бетона на нагруженность макета контейнера был выполнен ряд расчетов, в которых варьировалась массовая плотность бетона, его прочность и деформационная способность. Последние две характеристики определяются видом диаграммы деформирования бетона при сжатии. В качестве характеристики прочности бетона было принято значение напряжений авс на середине участка с малым упрочнением, который соответствует стадии захлопывания пор, а в качестве деформационной характеристики величина деформаций snp в конце этого участка.

Так же было рассмотрено влияние на НДС контейнера толщины защитного слоя, скорости детонации ВВ и других факторов.

Полученные при варьировании данных параметров значения пластической деформации сопоставлялись с деформацией sp0, соответствующей макету контейнера на рис.3 со свойствами ВБФ-650 для Т=20°С.

Расчеты показали, что увеличение прочности бетона ав0 с 2.5 до 15 МПа приводит к снижению величины пластической деформации стенки оболочки контейнера примерно на 40% (рис.11а), (масса заряда 900г).

Параметр деформационной способности бетона 8пр варьировался в диапазоне значений 50-350%. Расчеты были выполнены для двух значений заряда - 200г и 900г. Для заряда 200г установлено снижение пластических деформаций в оболочке контейнера с увеличением деформационной способности бетона, для заряда 900г получен обратный эффект (рис.116). Для последнего случая можно провести определенную аналогию с воздействием чрезмерно сильного удара на пружинный демпфер, в результате которого происходит полное схлопывание пружины.

Влияние массовой плотности бетона на относительную пластическую деформацию показано на рис. 12а. Данная зависимость близка к линейной, причем с увеличением плотности защитного материала пластические деформации возрастают.

Для макета контейнера (рис.3) с защитным материалом ВБФ-650 толщина защитного слоя составляла t = 150мм, что соответствует t/R=0.6 (R- радиус цилиндрической оболочки контейнера), т.е. t/R=0.6. При изменении параметра t/R от 0 до 1 изменение пластической деформации происходит, по данным расчета МКЭ, нелинейно в соответствии с рис.126. Для заряда 900г при малых толщинах защитного слоя (примерно до t/R =0.3) снижение пластических деформаций несущественно.

S./epo

—

- 1_

-

Sp/SpO

li 13 15 СТБС . МПа -

Рисунок 11. Изменение пластической деформации в зависимости от прочности (а) и деформационной способности (б) энергопоглащающе-го материала (1 - заряд 900г, 2 — заряд 200г)

"о

р. кг'м' а о »■» ~ ~ t/R g

Рисунок 12. Изменение пластической деформации в зависимости от плотности (а) и толщины слоя (б) энергопоглащающего материала

(заряд 900г)

Данные результаты показывают, что для снижения нагруженности контейнера целесообразно использовать энергопоглощающие материалы с низкой массовой плотностью, деформационные характеристики должны выбираться с учетом максимальной расчетной массы заряда.

Приведенные выше расчеты получены в приближении мгновенной детонации ВВ. При учете скорости детонации ТНТ (6950 м/с) и инициировании подрыва от детонатора, установленного на внешней поверхности заряда на оси контейнера, величина пластических деформаций оказывается примерно на 20 % ниже, т.е. допущение о мгновенной детонации идет в запас прочности.

В четвертой главе приводятся результаты испытаний и анализа напряженного состояния (НДС) полномасштабного контейнера. Конструкция контейнера представляет собой металлическую оболочку с эллиптическими днищами, частично заполненную энергопоглощающим материалом. Диаметр металлической оболочки 1.2 м, дайна 1.5 м, толщина стенок 12 мм. Контейнер имеет загрузочный люк диаметром 600 мм. Объем энергопоглощающего материала составляет около 1 м , толщина стенки защиты со стороны заднего днища и цилиндрической обечайки 300 мм.

Исследовалось несколько вариантов запирания люка - болтовым фланцевым соединением (без байонета), байонетным затвором с пробкой из энергопоглощающего материала ВБФ-650 (рис.13), а также с установкой защитных створок перед горловиной люка для снижения взрывного воздействия на крышку люка (рис.14).

Рисунок 13. Конечноэлементная сетка модели полномасштабного контейнера:

1 — металлический корпус

2 - крышка люка

3 - пористый бетон

4 - пробка из пористого бетона

5 - воздушная полость

6 - заряд ТНТ

На основе выполненных расчетов определены поля напряжений и деформаций в корпусе контейнера, действующее на стенки контейнера давление и характер изменения указанных величин во времени. Для сопоставления расчеты выполнялись также для пустотелого контейнера.

\ \ Ч

_ ц

■

Рисунок 14. Конструкция створок (а) и конечно-элементная сетка модели контейнера со створками (б): 1 — металлический корпус; 2 - пористый бетон; 3 - воздушная полость; 4 - заряд ТНТ

На рис.15 приведены результаты расчета напряжений для контейнера без защитных створок. Расчеты проводились для интервала времени 0.01 сек. и заряда сферической формы массой 3.5 кг.

Рисунок 15. Изменение во времени интенсивности напряжений в корпусе контейнера без энергопоглощающего материала (а) и с энергопо-

глощающим материалом (б) после подрыва сферического заряда ш =3,5 кг. 1 - цилиндрическая обечайка напротив заряда; 2 - днище; 3 - крышка люка; 4 - зона перехода к горловине

Полученные данные показывают, что в корпусе контейнера после подрыва на фоне упругопластических деформаций происходят затухающие колебания. В контейнере без защитного материала пластические деформации возникают не только при первом нагружении, но и последующих циклах колебаний. Пластические деформации наблюдаются практически во всех элементах корпуса - в днище, цилиндрической оболочке и крышке люка.

При применении защитного материала напряжения максимальны при первом нагружении (рис.156), затухание колебаний происходит существенно быстрее, чем в пустотелом, за счет демпфирующих свойств энергопоглощающего материала. Пластические деформации возникают только в первом цикле, последующее изменение напряжений происходит в упругой области. Уровень пластических деформаций существенно ниже, причем крышка люка деформируется упруго. Максимальные деформации возникают в пустотелом контейнере достигают 7%, в контейнере с защитным материалом - менее 0.8%.

При подрыве происходит уплотнение пористого бетона (рис.16), его плотность в зонах наиболее близко расположенных от заряда увеличивается до 1.5 раз.

Также были выполнены расчеты для зарядов цилиндрической формы - короткого (с отношением длины к диаметру Ь/Т) = 2) и длинного (ЬЛ) = 10) с массой аналогичной сферическому заряду. Продольная ось зарядов совпадала с продольной осью контейнера. При подрыве короткого цилиндрического заряда с Ь/О = 2 взрывное действие (оцениваемое через пластическую деформацию корпуса контейнера) оказалось выше, чем сферического той же массы. Для длинного цилиндрического

заряда с Ь/Г) = 10 наблюдалось снижение взрывного воздействия, особенно на днище (рис.17).

3 («10--2)

О 25 5 75 I '25

т т ж т ня , с„ £

Рисунок 17. Изменение во времени интенсивности пластических деформаций в оболочке контейнера при подрыве цилиндрического заряда т =3,5 кг: а - ЬЛЭ=2, оболочка без энергопогло-щающего материала; б — ЬЛ)=2, с энергопоглощающим материалом;

в — ЬЛЭ=10, без энергопоглощающего материала.

1 - цилиндрическая обечайка напротив заряда; 2 — центр днища; 3 - люк.

Рисунок 16. Изменение плотности пористого бетона после подрыва сферического заряда 3,5 кг

Расчеты, выполненные для варианта изготовления контейнера с защитными створками, показали несущественное изменение нагружен-ности корпуса контейнера, однако при этом достигается значительное снижение давления на крышку люка (по данным тензометрии более чем в 2 раза), что важно для обеспечения герметичности.

Натурные испытания проводились для всех трех вариантов изготовления контейнера - без байонета (фланцевое крепление крышки с помощью болтов), с байонетом и пробкой (без защитных сворок) и с байонетом с Защитными створками. Первый упрощенный вариант изготовления использовался для обоснования прочности контейнера и оценки максимальной величины заряда, вызывающей разрушение. С учетом результатов этих испытаний проводились испытания контейнеров с байонетным затвором. Необходимость применения защитных створок была выявлена при подрывах с превышением штатного заряда 3.5 кг, в которых прочность корпуса обеспечивалась с большим запасом, а герметичность крышки не обеспечивалась.

Результаты всех испытаний (14 полномасштабных контейнеров) приведены в табл.4 (в табл.4 вр - деформация цилиндрической оболочки корпуса). Внешний вид контейнеров различных вариантов исполнения приведен на рис.18.

Испытания показали, что прочность контейнеров с энергопогло-щающим материалом обеспечивается при подрыве заряда до 5.5 кг, разрушение наблюдалось при 7 кг. Герметичность в контейнере без створок обеспечивается при заряде до 3.5 кг.

При подрыве пустотелого контейнера со створками не обеспечивалась ни герметичность, ни прочность. На днище, являющемся максимально нагруженной зоной, возникла трещина протяженностью до 200 мм (рис.18в).

В контейнере с защитными створками и энергопоглощающим материалом, по крайней мере, до 4.5 кг (при большей величине заряда контейнер не испытывался) обеспечивается прочность и герметичность. Внешний вид контейнера со створками в открытом состоянии после подрыва заряда 4.5 кг показан на рис. 18г.

Таблица 4. Результаты испытаний полномасштабных контейнеров

№ Тип контейнера Масса заряда, кг О. со Примечание

1 без байонета 3.5 0.2 Прочность обеспечена

2 - 3.5 0.1 Прочность обеспечена

3 - 3.5 0.2 Прочность обеспечена

4 - 7.0 11.7 Разрушен

5 с байонетом 5.5 3.85 Прочность обеспечена

6 - 5.5 3.6 Прочность обеспечена

7 - 5.5 3.6 Прочность обеспечена

8 - 3.5 1.48 Прочность и герметичность обеспечена

9 повторный подрыв №8 4.5 2.2 Трещина в днище, прорыв газов через крышку.

10 пустотелый со створками, повторный подрыв №7 после 5.5 кг 3.5 0.03 Трещина в днище, прорыв газов через крышку

11 со створками, на днище слой бетона уменьшенной толщины (150 мм) 4.5 2.0 Трещина в днище. Крышка герметична.

12 со створками 4.5 1.95 Незначительная утечка через крышку. Слабая затяжка байонета.

13 со створками 4.5 1.7 Прочность и герметичность обеспечена

14 со створками 3.5 0.1 Прочность и герметичность обеспечена

По данным испытаний 5-ти контейнеров при заряде 3.5 кг (№1-3, 8 и 14) средняя величина деформации цилиндрической обечайки єР (напротив заряда) составила 0.4%, что достаточно близко к результатам расчета (0.47%). В зонах сварных швов у перехода от обечайки к днищам пластические деформации практически отсутствовали.

Запас прочности контейнера по величине заряда составляет не менее 5.5/3.5 = 1.57, по герметичности не менее 4.5/3.5 = 1.28.

Щ. 5

Рисунок 18. Внешний вид контейнеров различного исполнения: а — крышка с фланцевым болтовым креплением; б - байонет с пробкой; в - байонет со створками, контейнер с энергопоглощающим материалом (после подрыва 4.5 кг ТНТ); г —трещина в днище пустотелого контейнера после подрыва 3.5кг ТНТ (байонет со створками)

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Методика расчета НДС взрывозащитного контейнера, основанная на МКЭ и комбинированной Лагранжево-Эйлеровой формулировке уравнений движения сплошной среды, позволяет адекватно описать поведение неоднородной сплошной среды (металл - пористый бетон -воздух - взрывчатое вещество) и воздействие взрывной волны на стенку металлического контейнера, что подтверждается результатами экспериментов.

2. Исследованы механические свойства ряда энергопоглощающих материалов: пористого бетона, керамзита, алюмосиликатных и стеклянных микросфер, вермикулита без связующего и с различными видами связующего.

Установлено, что для снижения взрывного воздействия, с учетом комплекса предъявляемых к ним требований по прочности, деформационной способности и плотности, наиболее целесообразно использовать пористый бетон, керамзит, стеклянные микросферы со связующим в виде цемента. Для данных материалов предельная деформация до полного уплотнения превышает 100%, прочность на сжатие составляет не менее 2 МПа.

3. По данным испытаний макетов контейнера и расчетов МКЭ установлено, что величина энергопоглощения пористого бетона ВБФ-650 при

взрывном нагружении составляет 9 МДж/м3. Снижение энергопогло-щающих свойств при понижении температуры испытаний до -40°С отсутствует.

4. По данным расчета МКЭ показано, что в контейнере с защитным материалом максимальные напряжения и пластические деформации возникают при первом нагружении, затем колебательный процесс быстро затухает. В пустотелом контейнере наблюдается процесс нагружения с возникновением многократных циклических напряжений и пластических деформаций.

5. Исследовано влияние на нагруженность контейнера параметров кривых деформирования энергопоглощающего материала (определяющих прочность на сжатие и деформационную способность), его плотности, толщины защитного слоя и других факторов. Полученные результаты показывают, что для снижения нагруженности следует использовать энергопоглощающие материалы с низкой массовой плотностью, высокими прочностными и деформационными свойствами.

6. Выполнен анализ НДС контейнеров различного исполнения с байонетным затвором и защитными створками. Показано, что использование защитных створок не приводит к существенному изменению нагруженности корпуса и позволяет более чем в 2 раза снизить давление взрывной волны на крышку люка.

7. Исследовано влияние на НДС контейнера формы заряда взрывчатого вещества. Установлено, что при подрыве короткого цилиндрического заряда с отношением длины к диаметру ЫО = 2 взрывное действие выше, чем сферического той же массы. Для длинного цилиндрического заряда с Ь/Е) =10 наблюдалось снижение взрывного воздействия, особенно на днище.

8. С использованием выполненных теоретико-экспериментальных исследований разработан, прошел государственные испытания и рекомендован для серийного изготовления взрывозащитный герметичный контейнер для локализации взрывчатых веществ массой до 3.5 кг ТНТ. Испытания показали, что пластические деформации корпуса контейнера соответствуют расчетным, отсутствует запреградное бризантное, фугасное и осколочное действие.

Основное содержание диссертации изложено в следующих публикациях:

1. Казанцев А.Г., Смольянин С.С., Первухин Л.Б., Николаенко П.А., Капустин Р.Д. Анализ напряженно-деформированного состояния металлического контейнера с защитой из пористого бетона при взрывном нагружении. //Тяжелое машиностроение. 2011. -№8. -С. 27-32

2. Казанцев А.Г., А.Д. Чудновский, Смольянин С.С., Л.Б. Первухин, П.А. Николаенко Анализ напряженного состояния и долговечности металлических оболочек взрывных камер. Заводская лаборатория, 2010. -№12. С.37-42.

3. Казанцев А.Г., Данилов А.И. Смольянин С.С., Кахадзе М.Ж., Александров H.H. Напряженно-деформированное состояния контейнера, нагружаемого внутренним импульсным давлением. Заводская лаборатория. 2013.-№1. -С.45-50.

4. A. G. Kazantsev, A. D. Chudnovskii, S. S. Smol'yanin, L. В. Pervukhin, and P. A. Nikolaenko. Analysis of stressed state and durability of metal shells of explosion chambers. Inorganic Materials. Springer. 2011. Volume 47, №15. -P.1717-1722.

5. Смольянин С.С., Казанцев А.Г. Численный анализ напряженного состояния и прочности металлического контейнера с защитой из пористого бетона при взрывном нагружении. Труды конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России». МВТУ им. Баумана,

22-25 сентября 2010 г.

6. Казанцев А.Г., Смольянин С.С. Оценка напряженно - деформированного состояния и прочности контейнера, нагружаемого внутренним импульсным давлением. Труды III Всероссийской конференции «Безопасность и живучесть технических систем». Красноярск, ИВМ СО РАН, 2009. -С.153-154.

7. Казанцев А.Г., Смольянин С.С., Первухин Л.Б., Николаенко П.А., Капустин Р.Д. Использование пористого бетона в качестве защитного материала при взрывном нагружении металлического контейнера. //Вопросы оборонной техники. Технические средства противодействия терроризму. 2011. Сер. 16, вып. 11-12. -С. 12-18.

8. Первухин Л.Б., Казанцев А.Г., Чудновский А.Д., Николаенко П.А., Капустин Р.Д., Смольянин С.С. Теоретико-экспериментальные методы определения долговечности взрывных камер. // Вопросы оборонной техники. Технические средства противодействия терроризму. 2011. Сер. 16. Вып. 11-12.-С. 94-95.

9. Kazantsev A.G., Smol'yanin S.S., Pervukhin L.B., Nikolaenko P.A., Kapustin R.D. Explosion cameras with protective foamy lining: deformation modes arising upon explosive loading. Proc. of XI Int. Conf. Explosive pro-

duction of new materials: science, technology, business and innovations. France, Strasbourg-2012.

Смольянин Сергей Сергеевич Напряженно-деформированное состояние и прочность металлического контейнера с защитой из энергопоглощающего материала при взрывном

нагружении.

Автореф. дисс. на соискание ученой степени кандидата технических

наук.

Подписано в печать 20.09.2013 Формат 60x90/28. Усл. печ.л.1. Тираж 100 экз. Типография: Полимарт, Симферопольское ш. 12а, тел. (495) 505-6150

«ГОСУДАРСТВЕННЫЙ НАУЧНЫЙ ЦЕНТР РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ - НАУЧНО-ПРОИЗВОДСТВЕННОМ ОБЪЕДИНЕНИИ ПО ТЕХНОЛОГИИ МАШИНОСТРОЕНИЯ (ЦНИИТМАШ)»

04201362942

СМОЛЬЯНИН СЕРГЕЙ СЕРГЕЕВИЧ

Напряженно-деформированное состояние и прочность металлического контейнера с защитой из энергопоглощающего материала при взрывном

нагружении

01.02.06. - Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

ДИССЕРТАЦИЯ

на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель: д.т.н., проф. Казанцев А.Г.

Научный консультант д.т.н., проф. Первухин Л.Б.

Москва-2013

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ......................................................................................................................3

1 Конструкция и методы расчета взрывных камер................................................4

1.1 Конструкция взрывных камер и действующие на них нагрузки.......4

1.2 Моделирование взрывных процессов в разнородных средах методом конечных элементов (МКЭ).........................................................................14

1.3 Объект, цель и задачи исследования....................................................31

2 Исследование характеристик конструкционных материалов.........................34

2.1 Определение механических свойств металла оболочки контейнера.. ...................................................................................................................34

2.2 Исследование энергопоглощающих свойств и прочности пористых керамических материалов при статическом нагружении........................................40

2.3 Исследование предельных деформаций металла оболочки контейнера при взрывном нагружении.......................................................................53

2.4 Оценка энергопоглощающих свойств пористого бетона ВБФ-650 при подрывах макета контейнера зарядами разной мощности...............................57

2.5 Исследование влияния температуры на энергопоглощающие свойства пористого бетона ВБФ-650 при взрывном нагружении..........................60

3 Методика расчета и результаты исследования НДС полунатурных макетов контейнера при взрывном нагружении.......................................................................64

3.1 Основные положения методики расчета НДС....................................64

3.2 Верификация методики расчета нелинейных процессов деформирования при взрывном нагружении.............................................................74

3.3 Численный анализ НДС макетов контейнера с донышками. Сопоставление расчета и эксперимента.....................................................................80

3.4 Исследование влияния на НДС параметров кривых деформирования пористого бетона и его плотности, температуры, толщины защитного слоя и других факторов.............................................................................................................87

4 Исследование НДС и прочности полномасштабного контейнера.................92

4.1 МКЭ моделирование НДС. Влияние на НДС конструктивного исполнения контейнера и формы заряда....................................................................92

4.2 Испытания полномасштабного контейнера при подрыве зарядов

различной мощности..................................................................................................100

Заключение...................................................................................................................110

Список использованной литературы........................................................................112

ВВЕДЕНИЕ

Для транспортировки и экстренного уничтожения взрывчатых веществ необходима разработка и изготовление взрывозащитных контейнеров с относительно небольшой массой и габаритами. К конструкции таких контейнеров предъявляются требования по обеспечению защиты обслуживающего персонала от поражающих факторов взрыва и осколочных элементов, они должны иметь небольшие габариты и массу относительно массы подрываемого заряда, сохранять в момент и после подрыва герметичность для предотвращения утечки токсичных продуктов взрыва. Работоспособность контейнера должна сохраняться в диапазоне климатических температур. Перспективными материалами, позволяющими обеспечить выполнение данных требований, являются легкие пористые керамические энергопоглощающие материалы, снижающие при своем разрушении эффект взрывного воздействия

Сложность описания взрывных процессов, происходящих в замкнутом ограниченном объеме контейнера и определяющих его напряженное состояние, связана с необходимостью моделирования поведения нескольких сред (металл, воздух, пористый керамический энергопоглощающий материал, взрывчатое вещество), с учетом их принципиально различного поведения, возможного перемешивания, при наличии больших деформаций и разрушения энергопоглощаю-щего материала.

В связи с отмеченным, разработка и совершенствование методов расчета напряженно-деформированного состояния и прочности взрывозащитных контейнеров, является актуальной задачей.

Актуальность работы подтверждается ее выполнением по Государственному контракту № 2005/209 от 01.04.2009 г. с Министерством обороны.

Целью работы является выполнение теоретико-экспериментальных исследований прочности транспортного взрывозащитного контейнера с энергопогло-щающим материалом, предназначенного для однократного подрыва заряда массой до 3.5 кг в тротиловом (ТНТ) эквиваленте, с использованием современных методов анализа напряженно-деформированного состояния (НДС).

1 КОНСТРУКЦИЯ И МЕТОДЫ РАСЧЕТА ВЗРЫВНЫХ КАМЕР

1.1 Конструкция взрывных камер и действующие на них нагрузки

Взрывные камеры обычно представляет собой оболочки цилиндрической, сферической или другой более сложной формы. В любой взрывной камере существуют дополнительные конструктивные элементы: люки для загрузки заряда, запоры люков, опоры, вентили для сброса избыточного давления после взрыва, электропроводка и провода для подключения детонатора и др.

Взрывные камеры могут быть вакуумируемые и невакуумируемые. В ваку-умированных взрывных камерах перед подрывом заряда создается разряжение воздуха и при расчетах считается, что при взрыве ее нагружение осуществляется разлетающимися продуктами детонации заряда. Нагружение невакуумированной взрывной камеры осуществляется ударной волной, которая формируется в воздушном пространстве, между зарядом и оболочкой взрывной камеры [1-5].

Обычно конструкция камер обеспечивает многократные подрывы зарядов. В связи с этим взрывные камеры и их конструктивные элементы должны быть рассчитаны на действие циклических динамических взрывных нагрузок, действие которых может привести к возникновению усталостных разрушений наиболее напряженных элементов.

При конструировании взрывных камер, работаЕОщих в обычных условиях (на воздухе) в диапазоне климатических температур целесообразно использовать относительно недорогие конструкционные малоуглеродистые, хорошо свариваемые стали типа 09Г2С и др.

При взрыве осколочных зарядов оболочка камеры должна иметь внутреннюю защиту от осколков, летящих со скоростью 1-1,5 км/с. Защита может представлять собой дополнительную разъемную металлическую оболочку или экраны, размещенные внутри камеры.

Также для снижения напряжений в оболочке взрывной камеры используют многослойные конструкции, в которых между двух тонких металлических оболочек, вложенных одна в другую концентрически с зазором, находится песок, вода, металлическая дробь, бетон. Возможно также заполнение внутреннего объ-

ема взрывной камеры энергопоглощающими материалами, такими как вспененный бетон, вермикулит, мелкие стеклянные шарики, волокнистые композиты, демпферные набивки, пенопласты, вязкоупругие среды и т.п. [5-9].

Анализ конструкций взрывных камер и материалов, которые традиционно используются для их изготовления, показывает, что наиболее технологичные оболочечные сварные металлические камеры, конструкция которых обеспечивает подрыв зарядов более 1 кг, имеют значительные габариты и массу, они не предназначены для транспортировки и используются в стационарных условиях. Камеры рассчитаны для многократного подрыва зарядов. Оболочки таких камер работают преимущественно в области упругих деформаций. Ниже на рис. 1-5 приведены примеры таких камер, рассчитанных на заряды различной мощности [10-12].

На рис. 1 показана камера для проведения многократных подрывов заряда массой до 1 кг [12]. Форма оболочки - цилиндрическая с эллиптическими днищами Б=2 м; Н=2,5 м. Толщина стенки 32 мм; Материал оболочки - сталь марки 09Г2С.

ч

1

у

■ * ■. ■ ч—пЧт"

Рисунок 1. Взрывная камера для подрыва заряда массой до 1 кг ТНТ На рис. 2 показана сферическая камера для проведения многократных подрывов заряда массой до 20 кг. Внешняя опора взрывной камеры выполнена в виде цилиндрического стакана диаметром 8 м и высотой 2,7 м, установленного на фундамент из железобетонных плит с щебенчатой подсыпкой. Стакан герметичный, заглублён на 80% своей высоты, имеет люк для осмотра нижней части корпуса камеры. К верхней части цилиндрической обечайки стакана под углом 40° при-

варен опорный фланец шириной 100 мм, на который непосредственно опирается корпус ВК. Корпус ВК представляет собой шаровую ёмкость диаметром 10,5 м, изготовленную из 16 лепестков и 2 донышек.

КопЛо лепесткоЕ^б ,. 0500

\ \ - " /

<2! &' 700

а)

б)

Рисунок 2. Основные размеры (а) и внешний вид взрывной камеры (б)

на заряд до 20 кг ТНТ Монтаж шарового корпуса из лепестков производится с использованием внешней опоры непосредственно на месте установки камеры. Корпус камеры оснащен загрузочным люком диаметром 3 м. Загрузочный люк обеспечивает герметичность камеры благодаря крышке с байонетным замком. С внутренней стороны загрузочного люка имеются 2 створки с замком, запирающиеся с помощью гидропривода. Перед люком камеры смонтирован пандус, поднимающийся до уровня

пола камеры, по которому ходит тележка-лесенка.

Внутри ВК имеется внутренняя опора, представляющая собой сварную металлоконструкцию, заполненную щебёнкой. Для обеспечения работ при эксплуатации камеры на внутренней опоре смонтирован металлический пол на уровне входного отверстия загрузочного люка.

На рис. 3 и 4 показаны камеры [13], рассчитанные на ограниченные заряды, включающие стальной корпус (с дверью), внутренний корпус осколочной защиты (толщина которого достигает 200 мм) из вермикулита на гипсовой или цементной связке и сеточным армированием. Недостатком таких конструкций является необходимость периодической замены защитного материала после каждого подрыва.

1

///Л V ГГТХХХХ

Рисунок 3. Взрывозащитный контейнер.

На рис. 5 показано достаточно оригинальное исполнение защитной камеры, основанное на применении двойных стенок из слоев труб, заполненных жидкостью [14]. Недостатком такой защиты является невозможность подрыва зарядов, содержащих осколочные элементы. В этом случае пробитые осколками трубы неизбежно бы вызвали утечку наполняющей их жидкости и потеряли бы защитную функцию.

Рисунок 5. Взрывозащитное двухслойное устройство из спирально-навитых заполненных жидкостью труб.

Конструкции взрывных камер используемых не только для исследования взрывных процессов и локализации взрывных устройств, но и в технологических целях - для сварки взрывом, компактирования, синтеза алмазов описаны в работах [15- 30]. В качестве материала оболочки в ряде случаев применялись стеклопластики и др. композитные слоистые материалы.

Анализ литературных данных показал, что взрывозащитные камеры, рассчитанные на заряды более 1 кг, в основном имеют стационарное исполнение и не предназначены для транспортировки заряда.

Расчет напряженно-деформированного состояния камеры при взрыве представляет собой сложную проблему в связи с необходимостью решения связной задачи распространения ударных волн во внутреннем объеме камеры и упруго-пластического деформирования ее оболочки. Так как процессы распространения ударных волн в замкнутом пространстве изучены недостаточно, для анализа НДС и поведения взрывчатых веществ применяют упрощенные подходы.

Как известно, взрывчатые вещества обладают способностями к локальному дробящему (бризантность), разрушительному и метательному (фугасность) воздействиям на среду, в которой происходит взрыв. При взрыве заряда взрывчатого вещества во взрывной камере происходит очень быстрое выделение энергии. Например, для полной детонации тротила массой 1 кг требуется одна-две стотысячные секунды.

Изменение давления, воздействующего на стенку камеры при взрыве, имеющее по данным экспериментов вид, показанный на рис. 6а можно схематично разделить на три стадии, рис. 66, [31].

Первая стадия - динамическое действие ударной волны, которое определяется импульсом давления. Время действия отраженной ударной волны взрыва мало и, как правило, для реальных взрывных камер исчисляется десятками или сотнями микросекунд.

Вторая стадия - тепловой удар. После взрыва газы, остывая, передают тепло оболочке взрывной камеры и другим её частям. Поэтому время действия теплового удара зависит от площади внутренней поверхности оболочки взрывной ка-

меры и от теплопроводности материала оболочки. Время действия теплового удара исчисляется секундами.

а б

Рисунок 6. Изменение давления, воздействующего на стенку камеры при взрыве по данным эксперимента (а) и его схематичное разделение на три стадии

(б)

Третья стадия - статическое давление. По истечении нескольких секунд (примерно 0,5 мин.) во взрывной невакуумированной камере устанавливается избыточное (выше атмосферного) остаточное статическое давление, которое зависит от количества и типа ВВ заряда, взорванного в камере.

Таким образом, можно типизировать нагрузку взрыва, на которую следует рассчитывать все конструктивные элементы взрывной камеры, подвергающиеся действий этой нагрузки.

Действие нагрузки на оболочку взрывной камеры и на другие ее конструктивные элементы вызывает в них смещения, ускорения, деформации и напряжения.

При детонации разложение ВВ происходит настолько быстро (за время от 10'6 до 10"2 сек), что газообразные продукты разложения с температурой в несколько тысяч градусов оказываются сжатыми в объёме, близком к начальному объёму заряда. Резко расширяясь, они являются основным первичным фактором разрушительного действия взрыва. Сама по себе энергия взрывчатого вещества невелика. При взрыве 1 кг тротила выделяется в 6-8 раз меньше энергии, чем при сгорании 1 кг угля, но эта энергия при взрыве выделяется в десятки миллионов

раз быстрее, чем при обычных процессах горения. Кроме того, уголь не содержит окислителя.

По стенкам оболочки взрывной камеры ударяется и отражается ударная волна взрыва. Давление ударной волны при сферическом заряде после полной детонации определяется формулой [5]:

Ро =

РоО§

где р0 плотность ВВ, скорость детонации. Для плотности ВВ 1640 кг/м3 и

скорости детонации 6930 м/с:

1640-69302

Рв =-= 2 • Ю10Па - 21 ГПа

4

Время детонации заряда ВВ ? = очень мало. С этого момента продукты взрыва начнут интенсивно расширяться, вытесняя окружающий воздух, и таким образом, создадут падающую ударную волну внутри камеры. В момент времени [5]

Ь =

V+2

Я 2

р I

падающая ударная волна достигнет стенок оболочки и начнет отражаться от них. Следовательно, изнутри к стенкам оболочки прикладывается давление Р=Р@). Оболочка камеры начнет приходить в движение. При проведении расчетов принимаются следующие допущения:

1. В начальный момент времени (1=0) стенки оболочки камеры не движутся (покоятся), оболочка не деформирована другими силами.

2. В течение всего времени 0>0) оболочка движется так, что её центр

тяжести (центр тяжести) остается в покое.

3. Линейные размеры оболочки камеры таковы, что выполняется условие

2 1

её тонкостенности: - < —, где 5 - толщина стенки оболочки камеры; Я -внутренний радиус оболочки.

4. Материал оболочки принимается изотропным и однородным, подчиняющимся закону Гука.

5. Силами тяжести, действующими на оболочку можно пренебречь.

При отражении ударной волны от стенки оболочки взрывной камеры давление на стенку значительно превосходит давление на фронте падающей ударной волны взрыва заряда ВВ. Скорость отраженной ударной волны по меньше скорости падающей волны.

Зависимость давления в отраженной ударной волне от времени [5, 32]:

(к + 2)2(г+1)

V*/

(1-//г)

(1.1)

к = — л

где у= 1.4 - показатель политропы, равный для воздуха 1.4; 3 ; у=3;

плотность ВВ; бо- удельная тепловая энергия, выделяющаяся при взрыве

ВВ; г° - приведенный радиус заряда; Я - радиус оболочки.

В соответствии с (1.1) давление на стенку оболочки максимально в начальный момент I = 0 и уменьшается во времени по линейному закону. При I >т имеем Р = 0. Продолжительность воздействия давления г определяется формулой:

Я

(1.2)

■0.35- г—

Та

При проведении расчетов НДС принимается, что величина Я соответствует расстоянию от центра заряда до стенки камеры. Для тротила (ТНТ) расчетные

характеристики имеют следующие значения: 1.55 г/смЗ;^°= 1000 кал/г. Скорость фронта отраженной ударной волны в момент отражения определяется формулой:

ц,

_ 4(7-0 (крМ\'/2(г^/2

Г(;

(т+2) (у+1) \ Р\ }

После детонации ВВ в различные моменты времени давление, плотность и массовая скорость продуктов взрыва на различных расстояниях от центра сфе-

рического или оси цилиндрического