К 70-летию кафедры СМ-4
МГТУим. Н.Э. Баумана

В.В. Селиванов, И.Ф. Кобылкин,
С.А. Новиков
Взрывные
технологии
Под общей редакцией
доктора технических наук,
профессора В.В. Селиванова
Допущено
учебно-методическим объединением вузов
по университетскому политехническому образованию
в качестве учебника для студентов,
обучающихся по специальности
«Средства поражения и боеприпасы»
Москва 2008

621.7(075.8)
30.61
С29
Издано при финансовой поддержке
Федерального агенства по печати и массовым коммуникациям
в рамках Федеральной целевой программы «Культура России»
Рецензенты:
зав. кафедрой «Ракетно-космические композитные конструкции»
МГТУ им. Н.Э. Баумана д-р техн. наук, проф. КМ. Буланов;
зав. кафедрой «Молекулярная физика» МГУ им. М.В. Ломоносова
д-р физ.-мат. наук, проф. КН. Сысоев;
генеральный директор и главный конструктор
ФГУП ФНПЦ «Прибор» д-р техн. наук О.Т. Чижевский
Селиванов В.В., Кобылкин И.Ф., Новиков С.А.
С29 Взрывные технологии: Учебник для втузов / Под общей ред.
В.В. Селиванова. — М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2008. —
648 с: ил.
13ВК 978-5-7038-3084-0
Описаны практически все известные взрывные технологии, имеющие
промышленное значение: упрочнение, сварка, штамповка, прессование с по-
мощью энергии взрыва и динамический синтез сверхтвердых материалов, а
также рассмотрены технологии разделения на фрагменты стальных конст-
рукций с помощью как удлиненных кумулятивных зарядов, так и ударных
волн. Изложены основные представления об экологически безопасных
взрьюных методах разборки и уничтожения боеприпасов. Рассмотрены спо-
собы зашиты от действия взрыва, а также приведены простые инженерные
методики расчета конструктивных характеристик взрывных устройств, реа-
лизующих соответствующие взрывные технологии, и расчета взрывных ка-
мер на прочность. В последней части учебника рассказывается о применении
мирных ядерных взрьюов с целью решения научных и промышленных задач.
Учебник написан на основе материалов лекций по учебным дисцип-
линам, объединенным под общим названием «Взрывные технологии», ко-
торые авторы в течение многих лет читают студентам МГТУ им. Н.Э. Бау-
мана и Саровского государственного физико-технического института.
Для студентов технических университетов и машиностроительных
вузов. Может быть полезен аспирантам втузов и инженерно-техническим ра-
ботникам, занимающимся разработкой и применением взрывных технологий.
УДК 621.7(075.8)
ББК 30.61
© Селиванов В.В., Кобылкин И.Ф.,
Новиков С.А., 2008
13ВМ 978-5-7038-3084-0 © Оформление. Издательство МГТУ
им. Н.Э. Баумана, 2008
УДК
ББК

Предисловие
Книга «Взрывные технологии» представляет собой учебник,
предназначенный для подготовки специалистов в области новых
промышленных технологий, основанных на использовании энер-
гий взрыва и удара как для изготовления различных изделий и по-
вышения их эксплуатационных свойств, так и для утилизации и
управляемого разрушения различных конструкций и изделий,
включая боеприпасы и военную технику. Материалы, изложенные
в учебнике, могут быть полезны также для широкого круга спе-
циалистов, работающих в смежных отраслях и в силу служебной
необходимости интересующихся описанными технологиями.
В книге раскрываются основные этапы развития и совре-
менное состояние практически всех известных промышленных
взрывных технологий. Описание каждой технологии содержит
краткие сведения общего характера и конкретные данные о типич-
ных конструкциях технологических взрывных устройств и сопут-
ствующих физических процессах, наиболее полно характеризую-
щих взрывные технологии. Все описанные взрывные технологии
проиллюстрированы схемами, рисунками и (или) фотографиями.
Так как одной из целей, которые ставили перед собой авторы
учебника, является использование его материалов при курсовом и
дипломном проектировании, то в нем приведены не только инже-
нерные методики расчета основных конструктивных характерис-
тик взрывных устройств, реализующих соответствующие взрыв-
ные технологии, но и необходимые количественные данные в виде
таблиц и графических зависимостей.
Идея подготовки настоящего учебника принадлежит руко-
водителю одного из подразделений ФГУП «РФЯЦ—ВНИИЭФ»,
заведующему кафедрой «Теоретическая и экспериментальная ме-
ханика» Саровского государственного физико-технического ин-
5

ститута профессору Станиславу Александровичу Новикову — ос-
нователю уникальной научной школы по изучению динамической
прочности конструкционных материалов и конструкций при их
интенсивном ударноволновом нагружении. По его мнению, такой
учебник необходим для расширения профессиональных возмож-
ностей выпускников технических вузов и университетов, полу-
чающих или уже получивших подготовку по ряду оборонных спе-
циальностей, связанных с использованием энергий взрыва и удара.
С этой целью еще в 2000 г. С.А. Новиковым была издана монография
«Полезные взрывы», в которую вошли результаты ряда исследова-
ний, выполненных по одному из конверсионных направлений дея-
тельности РФЯЦ—ВНИИЭФ. В 2004 г. по инициативе С.А. Но-
викова авторский коллектив настоящей книги в соответствии с
грантом, полученным от Международного научно-технического
центра, издал на английском языке монографию «Шейй
Ехр1о8юп&», после чего по взаимному согласию был составлен
план-проспект настоящего учебника, в который планировалось
включить часть материалов названных выше двух монографий.
К глубочайшему сожалению, С.А. Новиков ушел из жизни, не
закончив начатую совместно с нами работу над учебником, поэтому
дальнейшая подготовка рукописи к изданию осуществлена нами во
исполнение долга перед нашим коллегой и в память о нем.
Написанию настоящего учебника предшествовал пятнадца-
тилетний опыт преподавания различных дисциплин, объединен-
ных под общим названием «Взрывные технологии», на кафедре
«Высокоточные летательные аппараты» МГТУ им. Н.Э. Баумана и
на кафедре «Теоретическая и экспериментальная механика» Са-
ровского государственного физико-технического института. При
написании книги использовались труды ведущих в области взрыв-
ных технологий научно-исследовательских организаций нашей
страны, а также зарубежный опыт. Отличие настоящего учебника
от большинства публикаций по отдельным взрывным технологи-
ям, изобилующих эмпирическими данными, состоит в системати-
зированном и обобщенном описании практически всех известных
взрывных технологий с единых методологических позиций, опи-
рающихся на ясное понимание физических процессов и явлений,
составляющих суть той или иной технологии.
В целом содержание книги соответствует программам учеб-
ных дисциплин специальности «Средства поражения и боеприпа-
6

сы» направления подготовки специалистов «Оружие и системы
вооружения» по специализации «Высокие технологии на основе
взрыва и удара», относящейся к области так называемых двойных
технологий.
Учебник состоит из введения и 16 глав. Введение и глава 2
написаны С.А. Новиковым и В.В. Селивановым, главы 1, 3, 4, 5, 12
й 13 — И.Ф. Кобылкиным и В.В. Селивановым, главы 6 и 7 —
ц.ф. Кобылкиным, главы 8, 9 и 11 — И.Ф. Кобылкиным, С.А. Но-
виковым и В.В. Селивановым, главы 10, 14—16 — С.А. Новико-
вым. Научно-методическое редактирование книги осуществлено
В.В. Селивановым.
Глава 1 знакомит читателя с промышленными взрывчатыми
веществами (ВВ) и средствами инициирования, применяемыми
при обработке материалов взрывом. Уделено необходимое внима-
ние процессам возбуждения детонации ВВ и распространения де-
тонационных волн в зарядах ВВ, а также приведены схемы дето-
национных волновых генераторов, широко применяемых для про-
мышленной реализации взрывных технологий. Здесь же даны
необходимые зависимости для определения параметров нагруже-
ния материалов контактным взрывом и высокоскоростным ударом.
Описано метание тел продуктами детонации при взрыве заряда ВВ.
Для прогнозирования поведения материалов при нагруже-
нии взрывом требуются данные об их механической прочности в
широком диапазоне значений основных параметров, характери-
зующих условия нагружения. С этой целью в главе 2 кратко
представлены необходимые сведения о динамической прочности
материалов.
В главе 3 описаны технологии упрочнения металлов взры-
вом, взрывные устройства, применяемые для этих технологий, и
инженерная методика их проектирования, а также механизмы уп-
рочнения металлов и сплавов взрывом. В этой же главе рассмотре-
ны методы детонационно-газового и взрывного напыления упроч-
няющих покрытий.
Содержание главы 4 составляет описание основных схем и
методов расчета параметров сварки взрывом, закономерностей
процесса сварки и элементов инженерной методики проектирова-
ния взрывных устройств для сварки взрывом. Описаны новые тех-
нологии сварки взрывом в сверхзвуковом режиме и ударноволно-
вая сварка.
7

В главе 5 даны основные понятия штамповки взрывом и со-
держится подробное описание расчетных зависимостей для опреде-
ления основных параметров штамповки взрывом. Здесь же описаны
особенности технологии художественной чеканки взрывом.
В главе 6 главное внимание уделено взрывным технологиям
прессования пористых материалов и методикам оценочных расче-
тов основных конструктивных характеристик взрывных устройств,
применяемым для получения плоских и осесимметричных изде-
лий. Кроме того, в этой главе приведены необходимые сведения о
технологиях динамического (взрывного) дробления рабочих эле-
ментов инструментов из высокотвердых материалов.
Глава 7 посвящена методам динамического синтеза сверх-
твердых материалов — алмаза и кубического нитрида бора. В ней
также рассмотрены методы компактирования взрывом ультрадис-
персного алмазного порошка, синтезируемого при детонации ВВ.
В главе 8 подробно описаны взрывные технологии, связан-
ные с применением кумулятивных зарядов (линейных и осесим-
метричных), а также изложены основы взаимодействия кумуля-
тивных струй с преградами и даны рекомендации по выбору кон-
структивных характеристик кумулятивных зарядов.
Глава 9 посвящена описанию метода разделения на фраг-
менты массивных стальных конструкций, основанного на взаимо-
действии ударных волн разрежения (метода УВР). Ударные волны
разрежения — не совсем обычное для газовой динамики явление.
Это скачкообразное уменьшение давления при разгрузке сжатой
ударной волной среды, претерпевающей подобно железу и стали
фазовый переход первого рода. Поэтому в начале главы кратко
изложена теория ударных волн разрежения и приведены результа-
ты экспериментального подтверждения существования этого явле-
ния, которые послужили основой для разработки метода УВР. Од-
ним из практически важных примеров разделения на фрагменты
сложных стальных конструкций является демонтаж глубоковод-
ных нефтегазовых платформ. Взрывные технологии разделения
таких конструкций (применение удлиненных кумулятивных заря-
дов, метода УВР, фугасного действия взрыва заряда ВВ и комби-
нация этих методов) также представлены в главе 9. Отдельный
раздел этой главы содержит подробную информацию о взрывных
технологиях дробления автомобильных шин. Подчеркнем, что
операции разделения конструкции на фрагменты не могут быть
8

только взрывными. Для полной разборки необходимо применение
й традиционных технологий.
В главе 10 описаны промышленные взрывные установки
многоразового действия, основным конструктивным элементом
которых является взрывной генератор давления (ВГД). Отметим,
что в книге представлены лишь некоторые примеры использова-
ния ВГД в промышленности. При последовательном или одновре-
менном применении нескольких модулей отдельных ВГД можно
реализовать механизмы многоразового действия по заранее задан-
ному алгоритму, позволяющие выполнять разнообразные рабочие
операции, в том числе и в условиях, когда присутствие оператора
нежелательно.
В отдельную главу 11 выделен материал о взрывной техно-
логии разборки боеприпасов. В этой же главе приведены необхо-
димые данные о динамических механических свойствах приме-
няемых твердых ВВ и об ударноволновой чувствительности заря-
дов твердых ВВ. Кроме того, значительное внимание уделено
описанию технологии уничтожения боеприпасов без возбуждения
детонации в их снаряжении с помощью кумулятивных зарядов.
В целом представленный в главах 8—11 материал демонстри-
рует эффективность взрывных технологий, применяемых главным
образом при демонтаже и разделении на фрагменты конструкций,
включая и боеприпасы. В этом направлении работ наиболее ярко
проявляются основные положительные стороны применения взрыв-
ных технологий: мобильность, энергетическая автономность, ис-
ключительно большая мощность. Однако справедливости ради сле-
дует отметить, что основными факторами, затрудняющими исполь-
зование взрыва для этих целей, являются высокие требования по
технике безопасности и относительно большая стоимость ВВ, в свя-
зи с чем утилизация устаревших конструкций, разрезаемых с помо-
щью энергии взрыва, нередко оказывается нерентабельной. Преодо-
леть эти трудности можно путем
— использования более дешевых ВВ, в том числе и полу-
чаемых после разборки устаревших боеприпасов;
— разработки новых эффективных методов разделения кон-
струкций на фрагменты, требующих меньшего количества ВВ (на-
глядный пример — применение метода УВР);
— разработки физико-математических моделей конструкци-
онных материалов, достоверно описывающих процесс разделения
9

конструкций на фрагменты с помощью энергии взрыва, что позво-
ляет выбирать оптимальное количество ВВ.
В главе 12 рассказывается о применении различных методов
ослабления действия взрыва в воздухе и в воде и локализации
взрыва.
Практические методики расчета на прочность взрывных ка-
мер различных геометрических форм, изготовляемых из стали или
из железобетона, подробно изложены в главе 13. Здесь же приве-
дены зависимости для расчета на прочность различных конструк-
тивных элементов взрывных камер и описаны особенности приме-
нения противоосколочной защиты для промышленных и исследо-
вательских взрывных стендов.
Наконец, главы 14—16 посвящены работам, которые могли
быть проведены только в Российских федеральных ядерных цен-
трах, — мирным ядерным взрывам, их применению в научных ис-
следованиях, промышленности и энергетике.
Каждая глава содержит список литературы, в которой чита-
тель может найти интересующие его подробности.
Мы надеемся, что учебник «Взрывные технологии» не толь-
ко окажет существенную помощь читателям в изучении различных
технологических процессов, основанных на использовании энер-
гии взрыва, но и станет полезным пособием в повседневной прак-
тической работе.
Мы благодарны выпускникам кафедры СМ-4 МГТУ
им. Н.Э. Баумана, оказавшим финансовую поддержку при издании
учебника «Взрывные технологии»: СС Егоркину, СВ. Захарову,
А.А. Кеменову, В.В. Коренъкову, А.В. Лукьянову, С.А. Петровскому,
А.Г. Полушину, В.В. Сапрыкину, О.Т. Чижевскому, О.Е. Ячнику.
В.В. Селиванов,
И.Ф. Кобылкин

Введение
К взрывным технологиям относят высокоэнергетические им-
пульсные методы обработки материалов, основанные на использо-
вании взрывчатых веществ (ВВ) в качестве источников энергии.
Активное развитие взрывных технологий и их внедрение в про-
мышленное производство началось во второй половине XX столе-
тия. К началу 1980-х годов многие крупные предприятия аэрокос-
мического комплекса, заводы горнодобывающей, судостроительной
и атомной промышленности как у нас в стране, так и за рубежом в
своем составе имели участки или даже цехи взрывной обработки
материалов: штамповки, сварки, упрочнения и др. Применение
взрывных технологий позволяет в короткие сроки с приемлемыми
затратами решать многие технологические проблемы, возникающие
при создании новой техники. Развитие взрывных технологий про-
должается и в настоящее время.
Для реализации взрывных технологий используются заряды
ВВ и изделия из них (например, удлиненные кумулятивные заряды,
кумулятивные перфораторы), системы их инициирования, системы
контроля безопасности и т. п. Вместе с объектами воздействия (сва-
риваемыми пластинами, упрочняемыми деталями, заготовками для
штамповки и др.), специальной оснасткой (матрицами для штам-
повки, контейнерами для сохранения готового изделия, основания-
ми и опорами) заряды ВВ и системы их инициирования образуют
технологическое взрывное устройство, элементы которого находят-
ся в функциональном и конструктивном единстве. Очень часто тех-
нологические взрывные устройства располагаются в специальных
защитных взрывостойких камерах (взрывных камерах). В этом слу-
чае можно говорить о промышленных взрывных установках.
В настоящем учебнике дано систематизированное описание
промышленных взрывных технологий, основанное на углубленном
И

изучении физических явлений и процессов, определяющих сущ-
ность той или иной технологии, и там, где это возможно, приведе-
ны инженерные методики расчета основных конструктивных ха-
рактеристик взрывных устройств и установок, с помощью которых
реализуются соответствующие взрывные технологии.
Развитие теории взрывных явлений связано с именами вы-
дающихся ученых, среди которых можно назвать Л. Эйлера,
X. Гюгонио, Д. Чепмена, Э. Жуге, Дж. Тэйлора, В.А. Михельсона,
Я.Б. Зельдовича, Ю.Б. Харитона, М.А. Лаврентьева, Л.Д. Ландау,
К.П. Станюковича, Л.И. Седова, А.Ф. Беляева, М.А. Садовского,
А.С. Компанейца и других. Обычные (неядерные) ВВ называют
химическими ВВ, так как энергия взрыва в них выделяется в ходе
быстропротекающих химических реакций. Большая часть приме-
няемых на практике ВВ — это твердые или жидкие вещества, по-
этому их называют еще конденсированными ВВ.
Описание процесса распространения взрывного превращения в
ВВ (детонации) обычно проводится на основе гидродинамической
теории детонации, согласно которой детонационная волна представ-
ляет собой стационарный комплекс, состоящий из фронта ударной
волны и примыкающей к нему узкой зоны химической реакции. В
зоне химической реакции ВВ превращается в сильно сжатые и разо-
гретые продукты реакции — продукты детонации. Расширяющиеся
продукты детонации являются рабочим телом, совершающим работу.
Основные параметры детонационной волны, или параметры детона-
ции, связаны соотношениями, вытекающими из уравнений сохране-
ния массы, импульса, энергии. Во многих случаях детонация ВВ воз-
буждается ударной волной, тем или иным способом создаваемой в
заряде ВВ (взрыв капсюля-детонатора, удар быстролетящих осколков
или пластины, мгновенный разогрев излучением и т. п.). Кинетиче-
ская теория возбуждения детонации очень сложна. Первоначальное
возбуждение химических реакций, развитие которых приводит к де-
тонации ВВ, происходит в небольших локальных областях, которые
получили название «горячих» точек.
Предельными условиями возбуждения детонации и распро-
странения детонационной волны являются следующие:
— давление на фронте ударной волны должно быть больше
некоторого критического давления ркр;
— размер заряда ВВ (диаметр цилиндрического заряда
или толщина плоского заряда) должен превышать критический
размер.
12

Последнее условие вытекает из принципа Ю.Б. Харитона об
устойчивом распространении детонационной волны в заряде ВВ. Со-
гласно этому принципу с уменьшением диаметра заряда ВВ уве-
личивается доля реагирующего ВВ, разлетающегося из зоны хи-
мической реакции в разные стороны. При этом возрастают потери
энергии, которая в противном случае шла бы на поддержание
фронта детонационной волны. При диаметре заряда, называемом
критическим, потери энергии возрастают настолько, что в зоне
химической реакции нарушается равновесие между выделением
энергии и ее рассеянием и самоподдерживающееся распростране-
ние детонационной волны становится невозможным.
Теория детонационных волн и результаты эксперименталь-
ных исследований, описывающие взрывные превращения различ-
ных ВВ, широко освещены в многочисленных публикациях.
Решение многих существующих и вновь возникающих важ-
ных задач в науке и промышленности невозможно без разработки и
внедрения новых взрывных технологических операций. Первые
применения взрывных технологий были основаны на разрушающем
действии взрыва — разрушении различных преград и сооружений
(прокладка штолен, каналов, тушение лесных пожаров и т. п.). Соз-
дание взрывных методов разрушения произвело революцию в гор-
ном деле и увеличило возможности горного производства в тысячи
раз. Разрушение пород с помощью энергии взрыва является универ-
сальным и практически единственным способом подготовки горных
пород к выемке. Были созданы теория проведения взрывных опера-
ций в сплошных средах (грунты, горные породы, вода) и теория
действия сильных воздушных ударных волн на различные прегра-
ды. Позднее были разработаны более сложные технологии, осно-
ванные в том числе и на созидательном действии взрыва: направ-
ленное перемещение огромных масс грунта, создание материалов с
новыми свойствами, изготовление сложных деталей и др. Теорети-
ческое обоснование эти технологии получили в трудах по кумуля-
ции, распространению и взаимодействию ударных волн в сплошных
средах. Все они были связаны с исследованиями свойств материа-
лов при интенсивном ударноволновом нагружении. Особое место в
этих работах занимают исследования по созданию материалов с но-
выми свойствами (фазовые переходы в веществах, обусловленные
Действием ударных волн, ударноволновое компактирование порош-
ков и т. п.).
13

За время разработки и применения взрывных технологий в
мире накоплен богатый опыт проведения взрывных эксперимен-
тов, созданы оригинальные методы исследований, получены уни-
кальные данные о поведении различных материалов в условиях
импульсного нагружения. Значимые результаты в области про-
мышленного использования взрыва, во многом определившие со-
временные направления развития высоких технологий на основе
процессов взрыва и удара, были получены как в РФЯЦ—ВНИИЭФ
(г. Саров), так и в МГТУ им. Н.Э. Баумана. Например, в результате
комплексных исследований, проведенных РФЯЦ—ВНИИЭФ, бы-
ли получены и классифицированы уникальные данные о физико-
механических характеристиках конструкционных материалов,
подвергнутых интенсивному ударноволновому нагружению, необ-
ходимые для расчетного прогнозирования поведения различных
конструкций и приборов, работающих в условиях экстремальных
механических и тепловых нагрузок, и для разработки практически
всех взрывных технологий. В МГТУ им. Н.Э. Баумана, по сущест-
ву, была создана научная школа по штамповке взрывом, разрабо-
тана промышленная технология дробления взрывом изношенных
автомобильных шин, а результаты исследований инициирования
детонации и других режимов взрывного превращения в зарядах
ВВ при воздействии на них кумулятивных струй легли в основу
взрывных методов уничтожения различных взрывных устройств
без возбуждения детонации в их снаряжении. Таким образом, для
подготовки учебника были использованы как результаты собст-
венных исследований авторов и коллективов, в которых они рабо-
тают, так и обобщенные результаты исследований, изложенные во
множестве публикаций, посвященных проблемам применения
энергий взрыва и удара в технологических процессах.
Роль взрывных технологий значительно возросла в послед-
ние годы, когда в мире развернулся процесс разоружения, а также
резко увеличилось количество военной техники и боеприпасов,
подлежащих уничтожению ввиду исчерпания ими установленных
сроков хранения и эксплуатации. При этом стали высвобождаться
огромные количества ВВ, потребовалось создание эффективных
технологий для разборки боеприпасов и разделения на фрагменты
военной техники с целью их дальнейшей утилизации. Ясно, что
ликвидация боеприпасов традиционным методом — взрыванием —
самый варварский способ, и не только потому, что при этом унич-
14

тожаются ценные материалы, входящие в их состав, но и в первую
очередь потому, что взрывание оказывает вредное влияние на ок-
ружающую среду.
Разработанные взрывные технологии, несмотря на значи-
тельную стоимость ВВ, в отличие от других применяемых для
этих целей технологий имеют в ряде случаев ощутимые преиму-
щества:
— мобильность, т. е. возможность доставки необходимого
оборудования в любой регион любыми видами транспорта;
— энергетическая автономность, исключающая необходи-
мость в стационарных источниках энергии;
— дистанционность управления процессом, что позволяет,
например, разрезать изделия, содержащие токсичные, радиоактив-
ные, горючие материалы и даже ВВ;
— значительно меньшее время, затрачиваемое на выполне-
ние операций, что особенно важно в условиях радиационного за-
грязнения рабочего места и что во многом определяет сравнитель-
но небольшую стоимость взрывных работ.
Последние два преимущества являются определяющими для
проведения, например, ремонтных и регламентных работ на тер-
ритории АЭС, а использование для этих целей мобильных режу-
щих и дробящих взрывных установок с надежной локализацией
продуктов детонации позволяет исключить какие-либо отрица-
тельные воздействия на окружающие конструкции.
Следует добавить, что в настоящее время взрывные техноло-
гии нередко являются единственным средством для решения воз-
никающих задач.
Как известно, все взрывные технологии в зависимости от
расположения заряда ВВ относительно объекта воздействия под-
разделяются на две основные группы: контактные и неконтактные
взрывные технологии. К первой группе относятся, например, свар-
ка взрывом, резание, упрочнение, гравировка, ко второй — штам-
повка взрывом и другие операции, в которых нет непосредствен-
ного контакта заряда ВВ с объектом воздействия.
В настоящее время как контактные, так и неконтактные
взрывные технологии обогатились новыми методами. Например, в
группу неконтактных взрывных технологий следует включить но-
вые взрывные технологии, основанные на использовании ВВ в ка-
честве энергоносителя (подобно горючему в двигателе внутренне-
15

го сгорания). Для промышленной реализации этих взрывных тех-
нологий применяются взрывные установки многоразового дейст-
вия с локализацией продуктов детонации; в состав этих установок
входят взрывные генераторы давления.
К принципиально новым контактным взрывным технологи-
ям относится эффективный метод разделения на фрагменты (реза-
ния взрывом) массивных стальных конструкций массой до не-
скольких десятков тонн, основанный на результатах использова-
ния сделанного в РФЯЦ—ВНИИЭФ открытия так называемых
ударных волн разрежения (метод УВР).
Решение многих существующих и вновь возникающих важ-
ных задач в науке и промышленности невозможно без разработки
и внедрения новых высокоэффективных взрывных технологий. По
какому пути пойдет развитие взрывных технологий в будущем —
зависит от потребностей предприятий горнодобывающего маши-
ностроения, авиационно-космической промышленности, судо-
строения, атомного машиностроения и других основных потреби-
телей этих технологий, а также от общего развития науки о взрыве.

Часть I
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ВЗРЫВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ
Глава 1
Элементы теории взрывчатых веществ
и физики взрыва
1.1. Промышленные взрывчатые вещества,
применяемые при обработке материалов взрывом
1.1.1. Общая характеристика явления взрыва
В течение многих столетий явление взрыва, под которым
понимают процесс очень быстрого совершения механической ра-
боты при расширении сильно сжатых газов или паров, использует-
ся человечеством в военных и мирных целях как для разрушитель-
ной, так и для созидательной деятельности. В зависимости от при-
чин образования сжатых газов или паров и энергии, за счет
которой совершается работа, различают ядерные, физические и
химические взрывы.
Взрывы, происходящие в результате выделения внутриядерной
энергии при делении ядер тяжелых элементов или синтезе ядер лег-
ких элементов, называют ядерными. Применению ядерных взрывов в
научных исследованиях, промышленности и энергетике посвящены
гл. 14—16, поэтому здесь только отметим, что при взрывном пре-
вращении 1 кг 23511 выделяется энергия, примерно равная 1014 Дж
[40]. В термоядерных реакциях синтеза выделяется значительно
большая энергия.
Взрывы, вызываемые быстрым изменением физического со-
стояния системы без протекания химических и ядерных реакций,
называют физическими. К таким взрывам относится электриче-
ский взрыв проводников, возникающий в результате образования
сильно нагретых и сжатых паров металлов. Физические взрывы
происходят при высокоскоростном ударе (скорость ударника —
17

около 10 км/с и более). В процессе соударения кинетическая энер-
гия ударника очень быстро переходит в тепловую энергию, при
этом образуются сильно сжатые газы и пары, совершающие при
последующем расширении механическую работу. К физическим
взрывам относят также взрывное разрушение сосудов высокого
давления, возникающее под действием чрезмерного повышения
давления или в результате механических повреждений.
Если взрыв происходит за счет энергии, выделяемой в ре-
зультате быстрой экзотермической реакции превращения вещест-
ва, то он называется химическим взрывом. Вещества или смеси
веществ, способные к такой реакции, называют взрывчатыми ве-
ществами (ВВ) или взрывчатыми составами. При химических взры-
вах энергия образуется за счет перестройки электронных оболочек
атомов, участвующих в химическом превращении, и составляет
около 107 Дж/кг, что в 107 раз меньше, чем при ядерных взрывах.
В дальнейшем предполагается, что читатель знаком с такими
основными понятиями теории ВВ, как бризантное и фугасное дей-
ствие взрыва заряда ВВ и чувствительность его к внешним воздей-
ствиям, с подразделением ВВ на инициирующие (первичные), бри-
зантные (вторичные) и метательные (пороха) ВВ, а также с эле-
ментами термохимии ВВ [2, 14, 39, 43].
Взрывчатые вещества представляют собой метастабильные
химические соединения или смеси, достаточно устойчивые при
нормальных условиях и способные к взрывному превращению при
определенных внешних воздействиях. Способность заряда ВВ реа-
гировать на внешнее воздействие возникновением взрыва опреде-
ляется его чувствительностью. В зависимости от скорости пре-
вращения ВВ в продукты реакции и степени пространственной
локализации экзотермической реакции различают следующие
формы взрывного превращения: гомогенный, или тепловой, взрыв
и самораспространяющееся взрывное превращение. Тепловой
взрыв протекает одновременно во всем объеме заряда ВВ. Для са-
мораспространяющегося взрывного превращения характерно на-
личие перемещающегося фронта взрывного превращения, отде-
ляющего непрореагировавшее ВВ от продуктов реакции. Самопод-
держивающийся режим распространения взрывного превращения
обеспечивается передачей энергии от продуктов реакции к исход-
ному ВВ. В зависимости от механизма передачи энергии различа-
ют горение и детонацию. При горении передача энергии от высо-
18

котемпературных продуктов реакции к ближайшему слою ВВ
осуществляется или путем послойной теплопроводности (нор-
мальное горение), или посредством конвективной теплопередачи
(конвективное горение). Само по себе горение небольшого коли-
чества многих ВВ в открытом объеме при атмосферном давлении
не приводит к взрыву. Такие ВВ называют бризантными или вто-
ричными. Однако горение тех же ВВ в замкнутом объеме в связи с
самоускорением реакции приводит в конечном итоге к взрыву. Го-
рение инициирующих, или первичных, ВВ при атмосферном дав-
лении практически мгновенно переходит в детонацию.
При детонации передача энергии осуществляется ударной
волной, во фронте которой ВВ испытывает интенсивное сжатие и
разогрев, вызывающие быстрое (примерно в течение 10_6...10"7 с)
превращение ВВ в сильно сжатые и разогретые продукты детона-
ции. Расширение продуктов детонации, в свою очередь, приводит
к ударноволновому сжатию соседних слоев еще не прореагиро-
вавшего ВВ, и, таким образом, взрывное превращение распростра-
няется в самоподдерживающемся режиме.
Не всякие вещество или смесь веществ, способные к экзо-
термической реакции в обычных условиях, являются взрывчаты-
ми. Например, термитная смесь, реакция которой А1 + Ре304 ->
-> А120з + Ре известна своим большим тепловым эффектом, как
следует из опытов, не является ВВ. Условиями, необходимыми для
химического превращения вещества в форме взрыва, являются:
1) экзотермичность реакции; 2) наличие газо- или парообразных
продуктов детонации; 3) высокая скорость химической реакции;
4) распространение взрывного превращения в самоподдерживаю-
щемся режиме.
Необходимость экзотермичности реакции очевидна. Газооб-
разные продукты детонации в процессе взрыва выполняют роль
рабочего тела — преобразуют тепловую и упругую энергии в ме-
ханическую работу. Качество газообразных продуктов детонации,
как рабочего тела, улучшается с увеличением объема УГ9 до кото-
рого они могут расширяться при нормальных условиях. Если про-
дукты детонации ВВ состоят только из газообразных компонентов,
объем Уг обратно пропорционален средней молярной массе обра-
зующихся газов. Самым легким из газов, образующихся при взры-
ве зарядов органических ВВ, является водород, самым тяжелым —
углекислый газ. Если бы продукты детонации целиком состояли из
19

водорода, то тогда бы Уг = 11 130 л/кг, если бы они состояли толь-
ко из углекислого газа, то тогда бы Уг = 506 л/кг.
В последнее время появились работы (см., например, [5, 13]),
в которых рассматривается возможность детонации конденсирован-
ных сред, претерпевающих твердофазные химические реакции при
ударноволновом сжатии. Движущим механизмом передачи энер-
гии при так называемой твердофазной, или безгазовой, детонации
может быть тепловое расширение сильно разогретых конденсиро-
ванных продуктов детонации, обеспечивающее сжатие соседних
непрореагировавших слоев экзотермически реагирующей среды до
уровня, необходимого для возбуждения реакции. Для таких сред
второе условие, необходимое для химического превращения веще-
ства в форме взрыва, не выполняется. Поскольку для взрывных
технологий возможность осуществления твердофазной детонации
представляет несомненный интерес, рассмотрим более подробно
первое и второе условия.
Термодинамическое состояние реагирующей среды может
быть описано с помощью уравнений состояния
Е = Е(р, Г, X);
Е = Е(р,У,Х); (1.1)
Е = Е(У9Т,Х),
где Е — удельная внутренняя энергия среды, включающая и скры-
тую часть энергии — химическую; р, V, Т — соответственно дав-
ление, удельный объем и температура среды; X — макрокинетиче-
ская переменная, отражающая состав реагирующей среды. В каче-
стве переменной X можно использовать долю прореагировавшего
ВВ. Тогда с точностью до знака тепловые эффекты химической
реакции можно определить следующим образом [36]:
а т=(д-
^р'т (дх
Оу,т~
дХ
; (1.2)
р. у
дХ
У,Т
20

В термохимии химические реакции, как правило, характери-
зуются тепловыми эффектами 0Р, т (2?) и ()к т (бк). В то же вре-
мя возможность протекания химической реакции в самоподдержи-
вающемся режиме определяется знаком изобарно-изохорного теп-
лового эффекта бР, у
В работе [19] установлено, что первое и второе условия, вы-
полнение которых необходимо для химического превращения ве-
щества в форме взрыва, выполняются для сред, способных претер-
певать химическое превращение с положительным изобарно-
изохорным тепловым эффектом (2р, у > 0). Более того, в таких
средах принципиально возможно распространение детонационных
волн — стационарных комплексов, состоящих из фронта ударной
волны и примыкающей к нему узкой зоны химической реакции, в
которой исходная среда претерпевает химическое превращение. К
реагирующим средам, для которых ^Ру у > 0, относятся конденси-
рованные ВВ. Отличительной особенностью взрывного превраще-
ния конденсированных ВВ в ударных волнах является образование
сильно сжатых газо- или парообразных продуктов детонации. Ра-
бота, совершаемая при их расширении, обеспечивает передачу
энергии от прореагировавшего ВВ к еще не прореагировавшему.
Как правило, уравнения состояния (1.1) известны лишь для
простейших реагирующих систем, а экспериментально определя-
ются изохорно-изотермический (бк, т) и изобарно-изотермический
(Йр, т) тепловые эффекты (чаще — последний). Поэтому изобарно-
изохорный тепловой эффект ^р^ у приходится определять с помо-
щью специального перерасчета. Действительно, используя методы
химической термодинамики [36], можно показать, что связь между
тепловыми эффектами ()р, у и <2Рч т имеет вид
с2 (дУЛ
где с — скорость звука; Г — коэффициент Грюнайзена продуктов
детонации.
Для интегральных тепловых эффектов ^ у и <2р т соотно-
шение (1.3) можно записать в виде
9 АУ
ар,у=ар,т+с2—,
21

где А V— приращение удельного объема в результате химического
превращения вещества при постоянных значениях р и Г. Из этого
соотношения следует, что для совпадения значений <2Р, т и <2Р,у
необходимым и достаточным условием является равенство нулю
приращения удельного объема среды, когда ее химическое пре-
вращение идет при постоянных давлении и температуре. Это воз-
можно для идеальных газов, имеющих постоянные теплоемкости.
В общем случае указанные тепловые эффекты могут различаться
как по модулю, так и по знаку. Рассмотренная выше термитная
реакция при постоянном (атмосферном) давлении сопровождается
уменьшением объема реагирующей смеси (АК< 0). Чтобы объем реа-
гирующей смеси оставался постоянным, ее нужно нагревать, поэтому
экзотермическая в обычных условиях термитная реакция становится
эндотермической, если ее проводить при постоянных давлении и
объеме, и для нее <2Р, у < 0. Именно по этой причине термитная реак-
ция не может протекать в самоподдерживающемся режиме.
В качестве сред, в которых может осуществляться твердо-
фазная детонация, рассматриваются пиротехнические смеси ки-
слородосодержащих солей (перхлората калия КСЮ4, хлората ка-
лия (бертолетовой соли) КСЮз, перманганата калия КМпС>4 и
др.) или оксидов металлов (оксидов свинца РЬ02 и РЪ207, оксида
меди СиО и др.) с металлическим горючим (алюминий, магний,
титан и др.). Однако, чтобы твердофазная детонация могла реа-
лизоваться на практике, не достаточно выполнения для реаги-
рующей смеси только термодинамического критерия ()Р9 у > 0.
Необходимо еще обеспечить выполнение третьего и четвертого
условий — высокую скорость химической реакции и возмож-
ность распространения взрывного превращения в самоподдержи-
вающемся режиме.
Требование высокой скорости химической реакции обуслов-
лено необходимостью завершения реакции до начала разбрасыва-
ния реагирующего вещества в волнах разгрузки. В зарядах кон-
денсированных ВВ время протекания химической реакции в дето-
национной волне составляет около 10-7... 10-6 с. Если выполнены
первые три условия, то самоподдерживающееся распространение
детонационной волны в заряде ВВ обеспечивается, когда размер
заряда ВВ в направлении, перпендикулярном направлению рас-
пространения детонационной волны, превышает некоторый кри-
тический размер. Для цилиндрических зарядов типичных конден-
22

сированных ВВ критический диаметр заряда изменяется в преде-
лах 1...100 мм.
Для реализации твердофазной детонации в образцах диамет-
ром до 50 мм необходимо обеспечить полноту протекания и высо-
кую скорость химической реакции смесей, состоящих из металли-
ческого горючего и окислителя (106... 107 с-1). Поскольку твердо-
фазные реакции в гетерогенных системах протекают на
поверхностях контакта реагирующих частиц и обеспечиваются
достаточно медленными процессами переноса — диффузией и те-
плопроводностью, то достижение такой высокой скорости реакции
и полноты ее завершения за время 10-7... 10-6 с является проблема-
тичным.
Известны детонационно-способные неорганические смеси,
состоящие из горючего и окислителя, которые в конечном состоя-
нии не образуют газообразных продуктов детонации. К таким сме-
сям относятся смеси хлората калия и алюминия КСЮз + А1 и хлора-
та калия и силицида железа КСЮз + Ре$1, реагирующие с образова-
нием хлористого калия КС1 и оксида алюминия А1203 (первая
смесь) и хлористого калия КС1 и оксидов железа РегОз и кремния
8Ю2 (вторая смесь). Однако, как установлено А.Ф. Беляевым и
А.Б. Налбандяном [6], в процессе детонации этих смесей образую-
щийся хлористый калий находится в парообразном состоянии, по-
этому детонацию смесей нельзя считать твердофазной.
Кратко рассмотрим основные положения гидродинамиче-
ской теории детонации, согласно которой детонационная волна
представляет собой стационарный комплекс, состоящий из фронта
ударной волны и примыкающей к нему узкой зоны химической
реакции. Вследствие стационарности процесса детонации для лю-
бой контрольной поверхности, располагающейся внутри зоны хи-
мической реакции, выполняются законы сохранения массы, им-
пульса и энергии. Запишем эти законы в следующем виде:
и =! Рвв.
О р
( у\
Р-Ро=Рввс>2
1
Р + Ро
(1.4)
Е(р9У,к)-Е0=*^р-(У0-П
23

где О — скорость детонационной волны (скорость детонации);
и — массовая скорость в зоне химической реакции; рВв — плот-
ность заряда ВВ; р — плотность реагирующего ВВ в зоне химиче-
ской реакции; К0 = 1/рВв» К = 1/Р — начальное и текущее значе-
ния удельного объема; р — давление. Линия, задаваемая на плос-
кости (р9 К) вторым уравнением системы (1.4), вытекающим из
закона сохранения массы, при В = сопз! является прямой, называе-
мой прямой Михельсона, которая на плоскости (/?, К) проходит
через точку, отвечающую начальному состоянию р0 — К0. Третье
уравнение представляет собой ударную адиабату промежуточного
состава. При X = 1 (всё ВВ прореагировало) это уравнение назы-
вают детонационной адиабатой или адиабатой конечного энерго-
выделения. Если ударная адиабата ВВ и уравнение состояния про-
дуктов детонации известны, то процесс детонации может быть
представлен графически в координатах (/?, К) (рис. 1.1). Последо-
вательность состояний, реализующихся в зоне химической реак-
ции, представляет собой отрезок прямой Михельсона АВ или АВи
начинающийся на ударной адиабате ВВ (X = 0) и оканчивающийся
на детонационной адиабате (к = 1). Структура зоны химической
Уц-Ж V *
Рис. 1.1. Диаграмма р— К процесса детонации (справа показан пример-
ный профиль давления в зоне химической реакции)
24

реакции определяется кинетикой разложения ВВ. Законы сохране-
ния допускают любое значение скорости детонации, находящееся
в пределах от В = Оц—ж (соответствует касанию прямой Михель-
сона детонационной адиабаты) до В —> оо (соответствует мгновен-
ному протеканию химической реакции во всем объеме заряда ВВ)*.
Однако из опытов следует, что детонация ВВ протекает с одной
определенной скоростью Д обусловленной составом, плотностью
и размером заряда ВВ (диаметром цилиндрического заряда или
толщиной плоского заряда). Следовательно, существует механизм,
который из множества допустимых законами сохранения значений
скорости детонации выделяет только одно определенное значение.
Детонацию называют детонацией Чепмена — Жуге или
нормальной детонацией, если в конце зоны химической реакции
детонационной волны скорость потока продуктов детонации равна
местной скорости звука в системе координат, связанной с фронтом
детонационной волны, т. е. Вц—ж - ич—ж = ^ч—ж- Этому условию
(в классической теории детонации его называют правилом отбора
скорости детонации Чепмена — Жуге) соответствует точка каса-
ния прямой Михельсона и детонационной адиабаты. Эту точку
называют точкой Чепмена — Жуге. Условие стационарности про-
цесса детонации требует также, чтобы в точке Чепмена — Жуге
скорость химического превращения ВВ (точнее, скорость энерго-
выделения) равнялась нулю.
Режимы детонации, отвечающие участку детонационной
адиабаты, расположенному выше точки Чепмена — Жуге, назы-
вают пересжатыми (или сильными), а режимы детонации, отве-
чающие участку детонационной адиабаты ниже точки Чепмена —
Жуге, — недосжатыми (или слабыми). Сильные режимы детона-
ции не могут быть стационарными, поскольку для них
и + с > Д и, значит, нестационарные волны разрежения, следую-
щие за фронтом детонационной волны, будут проникать в зону
химической реакции и уменьшать в ней давление. В результате
точка, отвечающая конечному энерговыделению, будет переме-
щаться вдоль детонационной адиабаты по направлению к точке
Чепмена — Жуге, в которой головной участок тыльной волны раз-
режения занимает стационарное положение относительно зоны
химической реакции.
* Здесь и везде далее индекс Ч—Ж относится к параметрам детона-
ции в точке Чепмена — Жуге.
25

В случае слабых режимов детонации волна разрежения от-
стает от фронта детонационной волны: и + с <В. Для обоснова-
ния невозможности существования слабых режимов детонации
необходимо опираться на механизм детонации. Вообще говоря,
на нижнюю ветвь детонационной адиабаты точка, соответствую-
щая состоянию реагирующего ВВ, может попасть, перемещаясь
по прямой Михельсона либо из начального состояния, либо из
точки, находящейся на ударной адиабате ВВ, до точки ее пересе-
чения с детонационной адиабатой. В модели детонации Зельдо-
вича, Неймана и Деринга (ЗНД), в которой передней границей
зоны химической реакции является фронт ударной волны, слабые
режимы детонации недостижимы, поскольку на участке СЬ (см.
рис. 1.1) прямая Михельсона проходит выше детонационной
адиабаты, на которой энерговыделение достигает максимума.
Для перемещения фазовой точки по участку СЬ необходима до-
полнительная энергия, которая в системе отсутствует. Таким об-
разом, газодинамически устойчивой и термодинамически воз-
можной в соответствии с моделью детонации ЗНД оказывается
только нормальная детонация.
Введем в рассмотрение показатель политропы продуктов де-
тонации ВВ в точке Чепмена — Жуге:
1С- Рч-жсч-ж ,.
Рч-ж
' ^'"'Ч 0.5,
Э 1п р
Логарифмическая производная вычисляется в точке Чепмена —
Жуге вдоль изоэнтропы продуктов детонации, на которой энтропия
5 постоянна. Для высокоплотных зарядов ВВ к ~ 3, а для зарядов
промышленных порошкообразных ВВ плотностью* около 1 г/см3
к~ 2,0...2,2.
При рассмотрении детонации конденсированных ВВ на-
чальным давлением р0 обычно пренебрегают. Используя законы
сохранения, условия касания и введенный показатель политропы
продуктов детонации, нетрудно получить соотношения для расче-
та параметров нормальной детонации:
В литературе часто начальную плотность порошкообразных ВВ на-
зывают «насыпной» плотностью.
26

„ _ Рвв^ч—ж .
Рч-Ж~ к+\ '
_к + \
Рч—ж - , Рвв>
л (1.6)
_ дч-ж .
ч"ж * + 1 '
_ кРч_ж
Сч~ж~ к + 1 •
При расчетах параметров детонации обычно задаются ка-
ким-либо уравнением состояния продуктов детонации, например в
виде Е = Е(р, У\ а тепловой эффект взрывного превращения ВВ
записывают в виде самостоятельного члена уравнения сохранения
энергии — теплоты взрыва <2, которую рассчитывают с помощью
методов термохимии или определяют калориметрическими мето-
дами. Строго говоря, так делать нельзя, поскольку тепловой эф-
фект, соответствующий состоянию продуктов детонации в точке
Чепмена — Жуге, не равен теплоте взрыва, определяемой для ко-
нечного состава равновесных продуктов детонации. Рассуждения
по этому поводу имеются в работе [2].
Если предположить, что теплота взрыва ^ переходит в уп-
ругую энергию сильно сжатых продуктов детонации, то можно
получить взаимосвязь между скоростью детонации и теплотой
взрыва:
/) = >/2(А:2-1)е.
Точно такое же соотношение выполняется для детонации га-
зообразных ВВ, когда выделившаяся энергия переходит в тепло-
вую энергию продуктов детонации.
1.1.2. Классификация взрывчатых веществ
Известно очень большое количество химических соединений
и составов (смесей) на их основе, способных к взрывному превра-
щению. Однако для практического использования пригодны безо-
пасные в производстве и применении ВВ, эффективность которых
оправдывает затраты на их изготовление. По назначению все ис-
пользуемые ВВ и взрывчатые составы условно можно подразде-
27

лить на две большие группы: 1) военные ВВ, применяемые для
снаряжения различных боеприпасов; 2) промышленные ВВ, при-
меняемые для производства взрывных работ в различных отраслях
промышленности. Подробные сведения о ВВ обеих групп приве-
дены в работах [14, 22, 39, 43]. Поэтому далее кратко рассмотрены
лишь промышленные ВВ, используемые в различных взрывных
технологиях обработки материалов.
Основой как первой, так и второй группы ВВ являются ин-
дивидуальные ВВ, представляющие собой метастабильные хими-
ческие соединения с достаточно большой энергией активации рас-
пада молекул Е = 120...250 кДж/моль. Если внешнее воздействие
на ВВ приводит к превышению активационного порога, то в моле-
кулах ВВ происходит разрыв химических связей с последующей
рекомбинацией атомов и радикалов в конечные продукты детона-
ции с меньшей энергией связи.
Взрывчатые вещества, обладающие высокой чувствительно-
стью к внешним воздействиям, называют инициирующими или
первичными. Небольшие заряды таких ВВ взрываются от сравни-
тельно слабого механического (удар, накол, сдвиг) или теплового
(поджигание потоком раскаленных частиц, разогретой электриче-
ским током проволокой) воздействия. Инициирующие ВВ приме-
няются для изготовления различных средств инициирования дето-
нации.
Взрывчатые вещества, обладающие сравнительно низкой
чувствительностью к характерным технологическим и эксплуата-
ционным воздействиям, имеющим место в практике обращения с
ВВ, называют бризантными или вторичными. Для возбуждения
взрывных процессов в зарядах таких ВВ необходимы достаточно
интенсивные воздействия: высокоскоростной удар, взрыв неболь-
ших зарядов инициирующих ВВ (массой около 1.. .2 г).
Большинство бризантных индивидуальных ВВ содержат в
своей молекуле как горючие элементы (углерод и водород), так и
богатые кислородом нитрогруппы Ы02 (нитросоединения) или
нитратные группы ОЖЬ (нитроэфиры). Образование конечных
продуктов детонации можно рассматривать как внутримолекуляр-
ное окисление.
Наиболее широко применяются следующие ВВ: тринитрото-
луол (ТНТ), или тротил; пентаэритриттетранитрат (ТЭН); нитро-
клетчатка; циклотриметилентринитроамин (гексоген); циклотет-
28

раметилентетранитроамин (октоген); глицеринтринитрат (нитро-
глицерин).
К индивидуальным ВВ относят также некоторые соли азот-
ной, хлорной и гремучей кислот, например: аммиачную селитру
(нитрат аммония), перхлорат аммония, гремучую ртуть. Сущест-
вуют также индивидуальные ВВ, распад которых при взрыве на
элементы не сопровождается реакциями окисления. К ним отно-
сятся, например, азиды тяжелых металлов: меди, свинца, серебра.
Практическое значение имеет азид серебра.
В чистом виде индивидуальные ВВ за небольшим исключени-
ем (ТНТ, ТЭН, азид свинца) используются редко, как правило, они
являются основой смесевых ВВ, состоящих из нескольких компонен-
тов. Компонентный состав смесевых ВВ весьма многообразен и оп-
ределяется требованиями увеличения или уменьшения их мощности
и детонационной способности зарядов ВВ, уменьшения (флегматиза-
ции) или увеличения (сенсибилизации) чувствительности зарядов ВВ,
придания им необходимых физико-механических свойств: прочно-
сти, пластичности, эластичности. Очень часто наличие тех или иных
компонентов в смесевом ВВ определяется требованиями технологии
изготовления высокоплотных зарядов ВВ.
Военные смесевые ВВ, как правило, обладают высокой
мощностью и используются для изготовления высокоплотных
(-1,7... 1,9 г/см3) зарядов ВВ. Отличительной особенностью таких
ВВ являются высокие скорость (> 7 км/с) и давление (> 20 ГПа)
детонации. Для их изготовления в большом количестве использу-
ются дорогостоящие гексоген и октоген. По экономическим сооб-
ражениям изготовлять из военных смесевых ВВ заряды, исполь-
зуемые для осуществления массовых промышленных взрывов, не-
целесообразно.
Из промышленных смесевых ВВ наибольшее значение име-
ют аммиачноселитряные ВВ, в которых основным кислородосо-
держащим компонентом является аммиачная селитра. Относи-
тельная дешевизна, простота и безопасность технологии перера-
ботки аммиачной селитры при производстве ВВ обусловили ее
широкое применение. Аммиачная селитра (нитрат аммония)
N^N03 содержит избыток кислорода в нитратном остатке и явля-
ется окислителем. Одновременно она содержит водород аммоние-
вой группы, являющийся горючим элементом, и поэтому способна
сама по себе к взрывному превращению. Однако калориметриче-
29

екая теплота взрыва зарядов, изготовленных из чистой аммиачной
селитры, мала — около 1,4 МДж/кг (примерно в 3 раза меньше
теплоты взрыва зарядов ТНТ), поэтому такие заряды обладают
низкой чувствительностью. Добавление к аммиачной селитре го-
рючих или взрывчатых компонентов ведет к увеличению до при-
емлемого уровня чувствительности, детонационной способности и
теплоты взрыва зарядов, изготовленных из получаемых взрывча-
тых составов.
Из всего многообразия аммиачноселитряных ВВ во взрыв-
ных технологиях обработки материалов наибольшее применение
получили аммониты — смеси аммиачной селитры с ТНТ. И дело
здесь не только в экономической целесообразности, но и в необхо-
димости использовать для многих технологических операций так
называемые низкоимпульсные взрывчатые составы, которые отли-
чаются относительно невысокими плотностью (< 1 г/см3), скоро-
стью (<3,5 км/с) и давлением (<5...6 ГПа) детонации. Наиболее
распространенным аммонитом является аммонит № 6ЖВ, состоя-
щий из 21 % ТНТ и 79 % водоустойчивой аммиачной селитры в
порошкообразном (не в гранулированном) состоянии. Такое соот-
ношение компонентов соответствует стехиометрическому составу.
Поскольку этот взрывчатый состав является базовым, приведем его
основные характеристики [22]: при плотности, равной 0,9... 1,0 г/см3,
и диаметре заряда 25... 120 мм скорость детонации составляет
3,13...4,90 км/с; давление детонации — 2,54...8,50 ГПа; критичес-
кий диаметр детонации — 10... 13 мм, калориметрическая теплота
взрыва — 4,3 МДж/кг; объем газообразных продуктов детонации —
895 л/кг. В аммонитах № 7, 9, 10 содержание ТНТ уменьшено со-
ответственно до 16, 5 и 8 %, но в них введена горючая добавка
(древесная мука) в количестве 2,5, 8 и 7 % соответственно. Бри-
зантность этих аммонитов несколько меньше бризантности аммо-
нита № 6ЖВ, и поэтому детонационная способность изготовлен-
ных из них зарядов невелика.
В аммониты для увеличения их мощности вводят гексоген и
алюминий. Таков, например, аммонит скальный № 1, состоящий
из 66 % водоустойчивой порошкообразной аммиачной селитры,
24 % гексогена, 5 % ТНТ и 5 % алюминия. Калориметрическая те-
плота взрыва заряда, изготовленного из этого состава, равна
5,4МДж/кг, скорость детонации — 4,8...5,3 км/с, критический
диаметр детонации — 5...6 мм.
30

Скорость детонации рассмотренных аммиачноселитряных
составов даже в условиях, близких к предельным, превышает
3 км/с. В то же время для ряда взрывных технологий, таких, как
сварка взрывом или прессование взрывом, требуются взрывчатые
составы, скорость детонации которых равна 1...3 км/с. Наиболее
часто такие составы получают, вводя в аммонит № 6ЖВ в значи-
тельном количестве гранулированную аммиачную селитру или
минеральные соли, песок и другие инертные добавки. К таким со-
ставам относятся низкоскоростные сварочные аммониты АТ-1,
АТ-2, АТ-3 и др. Вследствие введения в аммонит № 6ЖВ инерт-
ных добавок уменьшается чувствительность зарядов, изготовлен-
ных из получаемых взрывчатых составов, и заметно увеличивают-
ся критические диаметры зарядов. В этой связи заслуживают упо-
минания предохранительные ВВ, обладающие пониженной
способностью к воспламенению взрывоопасных газообразных и
аэродисперсных сред. Эти ВВ применяют для производства
взрывных работ в угольных шахтах, опасных по взрыву газа и пы-
ли. Предохранительные ВВ отличаются от аммонита № 6ЖВ на-
личием в своем составе пламегасящих добавок, в качестве которых
используется хлористый калий или хлористый натрий в количест-
ве 11...21 %. Однако скорость детонации этих предохранительных
ВВ все равно превышает 3 км/с. Низкую скорость детонации
(1,8...2,5 км/с) имеют предохранительные ВВ повышенной безо-
пасности, в состав которых входит большое количество пламега-
сящих добавок (ТЧаС1 или КС1) или слабых взрывчатых компонен-
тов (аммиачная селитра). Взрывчатую основу таких предохрани-
тельных ВВ составляют жидкие нитроэфиры (сенсибилизаторы) в
количестве 5... 15 %. Таков, например, угленит №5, содержащий
9... 11 % нитроглицерина (реже — нитрогликоля), 72...78 % хло-
ристого натрия и 12... 15 % аммиачной селитры. При достаточно
высокой детонационной способности заряда, изготовленного из
угленита № 5 (критический диаметр заряда равен 8... 10 мм), ско-
рость детонации составляет 1,7... 1,9 км/с, калориметрическая теп-
лота взрыва — 1,302 МДж/кг, объем газообразных продуктов де-
тонации — 216 л/кг.
Большую группу промышленных ВВ представляют динамо-
ны — смеси, состоящие из порошкообразной или гранулированной
аммиачной селитры и твердых и жидких горючих компонентов. В
работе [28] рассмотрена возможность применения для сварки взры-
31

вом динамонов, состоящих из аммиачной селитры, твердых и жид-
ких горючих компонентов и инертных компонентов. В качестве по-
следних используются дизельное топливо, трансформаторное и ин-
дустриальное масла, керосин, глицерин, древесные мука и опилки,
торф, целлулеза электродная, песок, тальк и др. Путем варьирования
компонентного состава динамонов достигаются необходимые зна-
чения скорости детонации. Для обеспечения приемлемой детонаци-
онной способности зарядов, изготовленных из динамонов, следует
использовать порошкообразную аммиачную селитру, у которой раз-
мер частиц равен 100.. .200 мкм и менее.
Широкое распространение получили гранулиты — смеси,
состоящие из гранулированной аммиачной селитры и продуктов
нефтепереработки (дизельное топливо и различные масла). В гра-
нулиты для увеличения теплоты взрыва иногда вводят алюминий.
Один из первых двухкомпонентных отечественных гранулитов,
состоящий из 94,5 % аммиачной селитры и 5,5 % дизельного топ-
лива, называют игданитом. Большим преимуществом гранулитов
является возможность их приготовления на месте производства
взрывных работ. Гранулиты имеют, как правило, невысокую ско-
рость детонации (~2,2...3,5 км/с). Основным препятствием для
широкого применения гранулитов при обработке материалов взры-
вом является низкая детонационная способность изготовленных из
них зарядов: критический диаметр превышает 100 мм и для воз-
буждения детонации необходимы достаточно мощные промежу-
точные детонаторы.
К перспективным промышленным ВВ относят эмульсионные
взрывчатые составы, в которые входят насыщенный (либо пересы-
щенный) водный раствор аммиачной селитры или смесь аммиачной
селитры с кальциевой либо натриевой селитрой (до 93 %), жидкое
топливо (до 5 %) и эмульгаторы. Вследствие однородности эмуль-
сионного взрывчатого состава, полученного после перемешивания
компонентов, изготовленный из него заряд обладает низкой ударно-
волновой чувствительностью. Для увеличения детонационной спо-
собности такого заряда эмульсионный взрывчатый состав сенсиби-
лизируют воздушными пузырьками, стеклянными или полимерными
микросферами, порошками нитросоединений (до 5 %). Получаю-
щиеся смеси называют порэмитами (пористая эмульсия). Их плот-
ность изменяется в пределах 0,90... 1,35 г/см3, скорость детонации
составляет 2,5...5,0 км/с, критический диаметр — 10...50 мм.
32

Для полноты обзора необходимо упомянуть водонаполнен-
ные промышленные ВВ: акватолы, акваниты и акваналы. Эти ВВ
состоят из аммиачной селитры, ТНТ, насыщенного водного рас-
твора аммиачной селитры и загущающих добавок [22]. Для повы-
шения их технологических и взрывчатых свойств к ним добавляют
алюминий, гексоген, нитраты щелочных металлов, антифризы. Водо-
наполненные ВВ имеют высокую плотность (1,4... 1,5 г/см3) и по-
этому обладают высокой скоростью детонации (-5 км/с). Вслед-
ствие однородности их состава детонационная способность изго-
товленных из них зарядов невелика. Для обработки металлов
взрывом (штамповка взрывом) нашел применение акванит №2,
содержащий кроме прочих компонентов 44,2 % аммиачной селит-
ры, 35 % гексогена и всего лишь 5 % ТНТ. В связи с высоким со-
держанием гексогена критический диаметр детонации акванита
№ 2 не превышает 20 мм, а благодаря малому содержанию ТНТ в
продуктах его детонации нет сажи и они не загрязняют воду в бас-
сейнах, используемых при штамповке взрывом. Отсутствие необ-
ходимости тщательной гидроизоляции заряда ВВ упрощает техно-
логию штамповки взрывом.
Как видно из приведенного обзора, низкоимпульсные про-
мышленные ВВ получают путем введения во взрывчатые составы
большого количества инертных добавок или слабых взрывчатых
компонентов типа аммиачной селитры, в результате чего умень-
шаются теплота взрыва и скорость детонации. Вместе с этим
уменьшаются нагружающая и метательная способности ВВ, вслед-
ствие чего для достижения, например, необходимых значений ско-
рости метания свариваемых взрывом пластин приходится исполь-
зовать заряды большой массы.
Одним из перспективных путей создания низкоимпульсных
взрывных источников энергии, лишенных этого недостатка, является
использование низкоплотных взрывчатых составов (НПВС). К НПВС
относятся жидкие и твердые составы плотностью 0,05... 1,0 г/см3.
Нижний предел рационального значения плотности НПВС, как
правило, определяется детонационной способностью изготовленных
из них зарядов и технологическими возможностями, верхний — до-
пустимым уровнем нагрузок на метаемые и нагружаемые детали и
элементы конструкций.
Технический полуфабрикат большинства бризантных ВВ
Представляет собой порошок, гравиметрическая плотность которо-
2-- 1483
33

го близка к 1,0 г/см3. Такая плотность зарядов ВВ не только не
обеспечивает снижения нагрузок на метаемые и нагружаемые де-
тали и конструкции до приемлемого уровня, но и не позволяет по-
лучать работоспособные заряды с требуемыми детонационными и
эксплуатационными характеристиками. Поэтому изготовление за-
рядов из НПВС необходимой плотности требует специальных тех-
нологических приемов.
Простейший способ изготовления зарядов из НПВС основан
на использовании мелкодисперсных фракций индивидуальных ВВ.
В лабораторной практике такие заряды известны давно, экспери-
менты с зарядами, изготовленными из порошкообразных ТНТ,
ТЭНа и нитрогуанидина, проводились при изменении плотности
зарядов от 0,1 до 0,9 г/см3. Заряды изготовлялись из тонкоизмель-
ченных порошков ВВ, а требуемая плотность обеспечивалась с
помощью легкого уплотнения. По-видимому, таким способом
можно изготовлять низкоплотные заряды лишь из ВВ, частицы
которых вытянуты в одном направлении (это характерно для кри-
сталлов ТНТ и ТЭНа). Для изготовления зарядов с небольшим уп-
лотнением наиболее перспективным представляется применение
порошкообразного нитрогуанидина, так как он кристаллизуется из
водного раствора в форме очень длинных кристаллов. Получаю-
щееся вещество напоминает вату и имеет низкую гравиметриче-
скую плотность (0,2...0,3 г/см3).
Основной недостаток зарядов, изготовленных из порошкооб-
разных НПВС, — агрегатная неустойчивость: заряды легко и необ-
ратимо уплотняются (обладают низкой прочностью), подвержены
действию влаги. Поэтому такие заряды должны использоваться не-
посредственно после изготовления, чаще всего они применяются в
лабораторных условиях для научных исследований.
Приготовление НПВС возможно с помощью методов, осно-
ванных на вспенивании однородных или смесевых взрывчатых
составов. Наиболее распространенными методами вспенивания
взрывчатых составов являются следующие:
— вспенивание под действием газов или паров, выделяю-
щихся при разложении газообразователей или при испарениии
легкокипящих жидкостей (вспенивающих агентов), введенных в
исходный взрывчатый состав;
— вспенивание воздушно-механическим способом;
— вакуумное вспенивание.
34

Здесь рассмотрим только два типа НПВС, полученных с по-
мощью технологии вспенивания. Первый — это вспененный по-
лимер, наполненный ВВ. В литературе описаны НПВС на основе
ТЭНа и пенополиуретана. В качестве газообразователей использо-
вались вода или фреон. Плотность получаемых зарядов изменялась
в пределах 0,15...0,31 г/см3, а скорость детонации — в пределах
1 02...2,45 км/с. Обращает на себя внимание большая доля пено-
полиуретана в смеси (~40...50 %), что ведет к глубокой флегмати-
зации НПВС и затрудняет возбуждение в нем детонации.
Второй тип НПВС, полученный по технологии вспенива-
ния, — это вспененный пористый алюмотол. Оказывается, что
смесь, состоящая из расплавленного ТНТ и порошка алюминия,
при вакуумировании вспенивается. Вспенивающим агентом в этом
случае является воздух, адсорбированный на поверхности алюми-
ниевых частиц и выделяющийся при вакуумировании. Это обстоя-
тельство явилось основой для разработки технологии изготовле-
ния взрывчатого состава ТА-15 (ТНТ/А1 85/15) [29], из которого
получают заряды плотностью 0,4... 1,0 г/см3. Экспериментально
определенная зависимость скорости детонации ТА-15 от плотно-
сти заряда имеет вид И = 0,391 + 3,694рВв, где Б — в км/с, рВв — в
г/см3. Поскольку процесс вспенивания является самопроизволь-
ным и трудноуправляемым, получаемые заряды неоднородны и
имеют недостаточно стабильные характеристики. Кроме того, не-
высока прочность этих зарядов.
Реализован промышленный метод приготовления НПВС пу-
тем осаждения ВВ из раствора, суспензии или расплава в низко-
плотном пористом материале. Примером таких НПВС являются
известные составы НИЛ на основе пенополиуретана с открытой
пористостью и плотностью 30...50 кг/м3 и взрывчатых компонен-
тов ТЭНа (НИЛ-1) или гексогена (НИЛ-2). Насыщение листов пе-
нополиуретана взрывчатым компонентом производится из водных
суспензий ВВ. Заряды имеют вид листов толщиной до 70 мм и
плотность 100...700 кг/м3. Скорость детонации изменяется в пре-
делах 1,8...4,5 км/с. Более стабильные характеристики у составов
НИЛ-1. По данным авторов работы [11], зависимости скорости
Детонации И и показателя политропы продуктов детонации к от
плотности наполнения рЭф (эффективной плотности находящегося
в порах пенополиуретанового каркаса порошка ТЭНа) имеют сле-
дующий вид:

Я=1,16+10,7рэф-10,2р*ф;
*=1,33 + 2,41рэф,
где рЭф — в г/см3. Эти зависимости получены для листовых заря-
дов толщиной 10 мм.
К недостаткам этого НПВС относится сравнительно боль-
шое содержание инертных компонентов (до 40...45 %), образую-
щих тяжелые продукты детонации, что уменьшает метательную
способность НПВС.
Распространенным способом производства НПВС является
использование низкоплотных каркасных наполнителей, в качест-
ве которых используются вспененные полимеры. В МГТУ им.
Н.Э. Баумана наиболее полно исследовались НПВС на основе гек-
согена и вспененной мочевиноформальдегидной смолы и на основе
смесей, состоящих из ТНТ, гексогена и пенополистирола [25]. Такие
составы приготовляются смешиванием взрывчатых компонентов с
низкоплотным наполнителем, при этом их плотность определяется
количеством наполнителя.
Заряды, изготовленные из смесей взрывчатых компонентов
с пенополистиролом, обладают достаточно высокой детонацион-
ной способностью. Однако эти смеси являются сыпучими мате-
риалами. Вследствие различия в размерах и плотности частиц ВВ
и каркасного наполнителя взрывчатый состав плохо перемешива-
ется, а при хранении и транспортировке расслаивается. Чтобы
заряды НПВС были прочными и имели стабильные эксплуатаци-
онные характеристики, в их состав необходимо вводить связую-
щий компонент, в качестве которого можно использовать инерт-
ные материалы (парафин, бакелитовую смолу). Но при этом по-
вышение прочности зарядов НПВС происходит за счет снижения
их работоспособности вследствие увеличения доли инертных
компонентов в составе. В МГТУ им. Н.Э. Баумана разработан
лишенный этого недостатка НПВС, названный ТГПС. Этот
взрывчатый состав включает в себя гексоген (Г), каркасный на-
полнитель — вспененный бисерный полистирол (ПС), связую-
щий компонент — ТНТ (Т). Существенной особенностью ТГПС
является использование расплавленного ТНТ в качестве твер-
деющего и связующего компонента, придающего прочность за-
ряду и обусловливающего стабильность его эксплуатационных
характеристик.
36

Для изготовления зарядов из ТГПС в расплавленную смесь
ТНТ с гексогеном (смесь ТГ) вводят необходимое количество пе-
нополистирола и перемешивают, полученную смесь помещают в
форму, при необходимости уплотняют и оставляют остывать.
Плотность получаемых зарядов ТГПС в основном определяется
массовой долей пенополистирола в смеси. Количественным соот-
ношением ТНТ и гексогена определяется в первую очередь техно-
логия изготовления зарядов. Если для изготовления зарядов слож-
ной формы или большой протяженности требуются литейные тех-
нологии, то соотношение массовых долей ТНТ и гексогена должно
быть 40/60, что обеспечит необходимый уровень текучести рас-
плавленной смеси (ее название сокращенно записывают ТГ 40/60).
При введении в расплавленную смесь ТГ 40/60 пенополистирола с
диаметром сфер 1...3 мм в количестве 50...60 % (по объему), или
около 5 % (по массе), удается обеспечить достаточно высокий
уровень текучести полученной смеси, что позволяет применять
литейные технологии и изготовлять из ТГПС заряды различной
формы плотностью 0,7...0,8 г/см3. При этом массовая доля пено-
полистирола составляет всего 3...5%. Используя виброукладку
расплавленной смеси, можно увеличить объемную долю каркасно-
го наполнителя в смеси до 65...70 % и снизить плотность зарядов
ТГПС до 0,6 г/см3. Для изготовления из ТГПС зарядов плотностью
0,2...0,5 г/см3 необходимо увеличить массовую долю пенополи-
стирола в смеси до 10... 15%. При этом смесь теряет литейные
свойства, но прекрасно формуется и уплотняется при порционном
снаряжении. Для компенсации увеличения доли инертного компо-
нента в ТГПС целесообразно перейти к базовым смесям ТГ с более
высоким содержанием гексогена. Специальные эксперименты с
зарядами, изготовленными из ТГПС с различным содержанием
компонентов, показали, что для формуемых составов оптималь-
ным соотношением массовых долей ТНТ и гексогена является со-
отношение 25/75. В этом случае заряды ТГПС плотностью 0,25 г/см3
обладают удовлетворительными прочностными свойствами. Кро-
ме того, возможно введение в ТГПС высокоэнергетической добав-
ки — алюминия (в виде порошков различной дисперсности).
Массовая доля инертного каркасного наполнителя в ТГПС
невелика (3...15 %), из чего следует высокая работоспособность
ТГПС. близкая к работоспособности мощного взрывчатого состава
на основе ТНТ и гексогена.
37

Как было сказано выше, основным недостатком ранее разра-
ботанных НПВС является невысокая прочность изготовляемых из
них зарядов. В этом отношении заряды ТГПС выгодно отличаются
в лучшую сторону, так как обладают достаточно высокой прочно-
стью. Предел прочности на сжатие асж зарядов, изготовленных из
ТГПС на основе ТГ 25/75, зависит (примерно линейно) от плотно-
сти зарядов: при рВв = 0,4 г/см3 асж = (1,0 ± 0,1) МПа, а при рВв =
= 0,9 г/см3 асж = (2,8 ± 0,2) МПа. Средний модуль упругости заря-
дов в диапазоне значений плотности 0,4...0,6 г/см3 составляет
55 МПа. Разрушение зарядов плотностью рВв < 0,6 г/см3 начинается
у нагружаемых торцов по типу смятия. При большой плотности
зарядов реализуется их хрупкое разрушение по поверхностям
сдвига. Взрывчатые составы на основе ТГ 40/60 обладают еще
большей прочностью.
Для зарядов ТГПС экспериментально определялись зависи-
мости скорости детонации от плотности рВв и диаметра с1 заряда.
Эти зависимости аппроксимировались линейными соотношениями
вида В = А + 2?рвв> значения коэффициентов А и В приведены в
табл. 1.1.
Таблица 1.1
Значения коэффициентов А и В
Диаметр заряда Л, мм
30
40
50
70
[ > "пред
А, м/с
-1570
-1040
-550
180
1680
В, м • с ' • м3 • кг '
7000
6555
6120
5490
4080
У зарядов ТГПС плотностью 400 кг/м3 критический диаметр
равен (^кр = 19 мм, а предельный диаметр ^преД > 300 мм. Обычно
такое свойство воспринимается как недостаток, но в зарядах ТГПС
благодаря ему, не увеличивая долю инертных компонентов, можно
достигать изменения скорости детонации в широких пределах
(1500...4500 м/с), что очень важно для реализации режимов низ-
коимпульсного сохранного нагружения деталей и элементов кон-
струкций. С увеличением плотности зарядов их критические и пре-
дельные диаметры уменьшаются. Приведенные выше результаты
38

были получены для зарядов, изготовленных из ТГПС на основе
пенополистирола с диаметром сфер 1...2 мм. Диаметр сфер пено-
полистирола оказывает существенное влияние на зависимость
р(рвв). Наиболее неожиданным результатом проведенных иссле-
дований оказалось то, что при плотностях, близких к 0,66 г/см3, в
зарядах диаметром 70 мм, изготовленных с использованием пено-
полистирола с диаметром сфер около 9 мм, зарегистрированы
аномально высокие скорости детонации ф « 7850 м/с), характер-
ные для высокоплотных зарядов. При такой плотности заряда сфе-
ры пенополистирола не касаются друг друга и детонационная вол-
на получает возможность распространяться в «скелете» ВВ, харак-
терные поперечные размеры которого превышают критические
для соответствующего состояния взрывчатого компонента.
Некоторые технологические методы обработки материалов
взрывом требуют приложения достаточно высокого давления к
поверхностям обрабатываемых деталей и заготовок. Таково, на-
пример, упрочнение металлов взрывом, для которого необходи-
мы достаточно сильные ударные волны. Эффективное упрочне-
ние стальных деталей и заготовок осуществляется в ударных
волнах амплитудой более 15...20 ГПа. Для создания такого дав-
ления необходимы высокоплотные заряды мощных ВВ. Однако
для сохранения деталей от чрезмерного деформирования и раз-
рушения удельный импульс давления продуктов детонации
'о
1 = \рс11 должен быть ограничен некоторым относительно не-
0
большим значением предельного импульса /Пред- Поскольку ам-
плитуда ударной волны не может быть меньше требуемого для
упрочнения значения, то приходится ограничивать время дейст-
вия давления продуктов детонации /н, которое определяется тол-
щиной нагружающего заряда ВВ к: /н ~ к/И. Экспериментальные
исследования показали, что для достижения необходимого эффек-
та упрочнения и сохранения детали от разрушения следует исполь-
зовать заряды ВВ в виде тонких слоев толщиной 0,5...3,0 мм, ко-
торые часто называют листовыми зарядами ВВ. Поскольку по-
верхности упрочняемых деталей нередко имеют сложную форму,
то для обеспечения плотного прилегания к поверхности детали
листовые заряды должны изготовляться из пластичных или эла-
стичных взрывчатых составов. Пластические свойства и эластич-
39

ность взрывчатых составов обеспечиваются большим содержанием
(10...20 %) пластифицированного связующего компонента, в состав
которого входят каучукоподобные полимеры, масла и различные
технологические добавки. В качестве взрывчатых компонентов ис-
пользуют мощные ВВ — гексоген и ТЭН. Плотность зарядов, изго-
товленных из этих взрывчатых составов, равна 1,4... 1,6 г/см3, что
соответствует пористости 8...12 %. Именно высокое значение по-
ристости обеспечивает достаточно высокую детонационную спо-
собность зарядов, изготовленных из пластичных и эластичных ВВ,
соответствующих по своему компонентному составу глубоко
флегматизированным взрывчатым составам. Значения основных
характеристик наиболее распространенных пластичных и эластич-
ных ВВ приведены в табл. 1.2 [37, 39,46].
Таблица 1.2
Значения основных характеристик пластичных и эластичных ВВ
ВВ
Пластичные:
ПВВ-5А
ПВВ-12
ГП-87К
С-4
РЕ-4
Компонентный
состав, %
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 85/15
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 90/10
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 87/13
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 91/9
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 88/12
Плотность
рвв, г/см3
1,4
1,55
1,45...1,50
1,59
1,55
Теплота
взрыва 2,
МДж/кг
4,6
5,18
4,95
4,81
Скорость
детона-
ции Д
км/с
7,4
8,0
7,5...8,0
8,04
7,8
Крити-
ческий
диа-
метр
заряда
^кр, ММ
5...6
~6
40

Окончание табл. 1.2
ВВ
НрёГ-6
Эластичные:
ЭВВ-11
ЭВВ-34
ТКФ
ЭГ-85
Компонентный
состав, %
Гексоген / А1 /
связующий
компонент
72,2/15/12,8
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 80/20
ТЭН / связую-
щий компонент
80/20
ТЭН / связую-
щий компонент
84/16
Гексоген / свя-
зующий ком-
понент 85/15
Плотность
Рвв, г/см3
1,61
1,4
1,5
1,55
1,6
Теплота
взрыва (?,
МДж/кг
6,4
4,5
4,56
5,1
7,9
Скорость
детона-
ции Д
км/с
7,8
7,4
7,7
7,5
Крити-
ческий
диа-
метр
заряда
<4р, ММ
~0,5
1,5
2,2
Из эластичных и пластичных ВВ изготовляют листовые,
ленточные и шнуровые заряды ВВ, применяемые при упрочнении
деталей взрывом. Кроме того, эти ВВ используют в системах ини-
циирования заряда ВВ (или, как их еще называют, в системах воз-
буждения детонации), входящих в состав технологических взрыв-
ных устройств, для управления формой фронта детонационной
волны. Из эластичных ВВ экструдированием изготовляют также
гибкие шнуровые кумулятивные заряды с металлополимерными
облицовками кумулятивных выемок.
В технологических взрывных устройствах ВВ используют-
ся в качестве источника энергии и рабочего тела для оказания
непосредственного силового воздействия на элементы устройст-
ва: ускорения метаемой пластины при сварке взрывом, ударно-
волнового нагружения упрочняемых деталей, создания ударной
волны в воде при штамповке взрывом, создания давления в уп-
41

лотняемом пористом материале и т. п. Доля химической энергии
ВВ, которая может трансформироваться в указанные выше и дру-
гие виды работы, зависит от компонентного состава ВВ, плотно-
сти и размеров заряда ВВ, характера его размещения относитель-
но нагружаемого элемента взрывного устройства и многих дру-
гих факторов. Для сравнения различных ВВ по способности
совершать тот или иной вид работы вводят понятия бризантного
и фугасного действий взрыва [39].
Бризантное действие взрыва проявляется в непосредствен-
ной близости от заряда ВВ и обусловлено воздействием продук-
тов детонации, сжатых до высокого давления, на находящиеся в
контакте с зарядом ВВ элементы устройства — метаемые пла-
стины и оболочки, упрочняемые взрывом детали, уплотняемые
материалы и т. п. Бризантное действие взрыва может привести к
разрушению и пробиванию преград, на которых расположены
заряды ВВ; дроблению и измельчению прочных материалов, ок-
ружающих заряд ВВ; резкому ускорению пластин и оболочек с
последующим их интенсивным деформированием или разруше-
нием. Бризантное действие взрыва сопряжено, как правило, со
способностью заряда ВВ создавать в материалах, находящихся с
ним в контакте, мощные ударные волны. Наиболее простым и
распространенным сравнительным экспериментальным методом
определения бризантности промышленных ВВ является проба
Гесса по обжатию свинцовых столбиков диаметром 40 мм и вы-
сотой 60 мм, которые устанавливают на массивные стальные
пластины. Исследуемый цилиндрический заряд ВВ массой 50 г в
бумажной оболочке диаметром 40 мм помещают на стальной
диск толщиной 10 мм и диаметром 41 мм и устанавливают на
свинцовый столбик. Сверху заряд ВВ инициируют детонатором.
Характеристикой бризантности ВВ является величина обжатия
столбика А к — разность значений (в мм) высоты столбика до и
после обжатия. Значения характеристик бризантности рассмот-
ренных выше промышленных ВВ приведены в табл. 1.3. Для та-
ких взрывных технологий, как сварка взрывом и прессование
взрывом, и для некоторых других необходимы низкобризантные
ВВ, поскольку нагружаемые взрывом элементы технологических
взрывных устройств не должны разрушаться или сильно дефор-
мироваться. Наоборот, для упрочнения и резания металлов с по-
мощью контактных взрывов или удлиненных кумулятивных за-
рядов требуются высокобризантные ВВ.
42

Таблица 1.3
Значения характеристик бризантности
и работоспособности промышленных ВВ
Г вв
("Аммонит № 6ЖВ
Гексоген
тнт
Аммонит скальный № 1
ПЖВ-20
Угленит Э-6
Угленит № 5
(75% N301)
АН, мм
14
>18
16
18
13
7...11
4...8
ДК, см3
360...380
475...495
285...310
450...480
265...280
130...170
60...90
Под фугасным действием взрыва понимается общее дейст-
вие взрыва на некотором, иногда значительном, расстоянии от за-
ряда ВВ. Оно обусловлено совершением работы, затрачиваемой на
ускорение, деформирование и разрушение окружающей среды при
расширении продуктов детонации до сравнительно небольшого
давления, а также распространением в окружающей среде ударной
волны. Проявляется фугасное действие взрыва в виде работы, за-
трачиваемой на выброс из воронки грунта, а также на образование
полости при подземном взрыве, разрушение и отбрасывание боль-
ших объемов горных пород, образование ударных волн и распро-
странение их в среде на большие расстояния. Часто вместо поня-
тия «фугасное действие взрыва» используют термин «работоспо-
собность ВВ», под которым понимают полную удельную работу
взрыва в каких-либо стандартных условиях. Работоспособность
ВВ определяется теплотой взрыва заряда ВВ и объемом образую-
щихся при взрыве газообразных продуктов детонации. В фугасное
действие взрыва может вносить заметный вклад и теплота, выде-
ляющаяся при взаимодействии продуктов детонации с окружаю-
щей средой, например, при догорании алюминия, входящего в за-
ряд ВВ, в процессе его взаимодействия с кислородом воздуха или
с кислородом, образующимся при диссоциации молекул воды.
Наиболее распространенными сравнительными методами
определения работоспособности промышленных ВВ являются ме-
Т°Д свинцовой бомбы (проба Трауцля) и определение объема во-
Ронки выброса в стандартных условиях [39]. Метод свинцовой
бомбы основан на определении работоспособности ВВ по увели-
43

чению объема А К (в см3) несквозного канала в массивной свинцо-
вой бомбе при взрыве в нем заряда ВВ массой 10 г. Определение
работоспособности ВВ по объему воронки выброса предпочти-
тельнее для зарядов промышленных ВВ, имеющих большой кри-
тический диаметр, поскольку этот метод используется в случае
зарядов ВВ большой массы. Испытания проводятся путем взрыва
зарядов ВВ в песчаном грунте определенной влажности на некото-
рой фиксированной глубине. На практике для оценки работоспо-
собности ВВ по объему воронки выброса используют коэффици-
ент относительной работоспособности/ равный отношению мас-
сы эквивалентного заряда некоторого эталонного ВВ к массе
исследуемого заряда ВВ, при взрыве которого образуется воронка
выброса того же объема. В качестве эталонного заряда ВВ прини-
мают 1 кг аммонита № 6ЖВ. Значения работоспособности некото-
рых ВВ приведены в табл. 1.3.
В последнее время выделяют специальную форму действия
взрыва — метательное действие, выражающееся в ускорении тел,
находящихся в контакте с зарядом ВВ. Эта форма действия взрыва
определяется удельным импульсом / давления продуктов детона-
ции, действующего на поверхность метаемого тела:
'о
о
где р{() — зависимость давления продуктов детонации от времени
1\ 1$ — время от момента достижения метаемого тела детонацион-
ной волной до полного расширения продуктов детонации. Чем
больше удельный импульс давления продуктов детонации, тем
выше метательная способность ВВ при прочих равных условиях.
Экспериментальные методы определения метательной способно-
сти ВВ развиты в основном для высокоплотных зарядов мощных
ВВ [39]. Для промышленных ВВ и низкоплотных зарядов ВВ, ха-
рактеризуемых невысокой бризантностью, метательное действие
взрыва следует рассматривать как разновидность фугасного дейст-
вия взрыва, определяемого не только параметрами () и Кг, но и ка-
чеством продуктов детонации — содержанием в них конденсиро-
ванных материалов, например непрореагировавшего углерода или
инертных добавок типа хлористого натрия, и средней молярной
массой газообразных продуктов детонации. Более подробно мета-
тельное действие взрыва применительно к технологическим
взрывным устройствам рассмотрено в разд. 1.4.
44

1.2. Возбуждение детонации
и распространение детонационных волн
в зарядах промышленных взрывчатых веществ.
Детонационные волновые генераторы
1.2.1. Средства инициирования детонации ВВ
Возбуждение (инициирование) детонации ВВ осуществляет-
ся, как правило, с помощью мощного локального взрыва или вы-
сокоскоростного удара, создающих сильные ударные волны в за-
рядах ВВ. Первоначальными источниками взрыва являются кап-
сюли-детонаторы и электродетонаторы, преобразующие простые
начальные импульсы (механический, тепловой или электриче-
ский), а также луч огня в импульс взрыва. Промышленные капсю-
ли-детонаторы состоят из оболочки (чаще всего металлической), в
донную часть которой запрессован заряд массой, приблизительно
равной 1 г, мощного бризантного ВВ (гексоген, ТЭН, октоген), а
сверху в металлической чашечке помещен небольшой заряд ини-
циирующего ВВ: 0,15...0,50 г азида свинца, азида кадмия или гре-
мучей ртути. Возбуждение детонации в таком капсюле-детонаторе
осуществляется лучом огня, представляющим собой поток раска-
ленных конденсированных частиц, образующихся при горении
воспламенительных составов. В электродетонаторе луч огня обра-
зуется при срабатывании электровоспламенителя, входящего в со-
став электродетонатора и представляющего собой электрический
мостик накаливания, на котором располагается капелька воспла-
менительного или зажигательного состава.
Наиболее важными эксплуатационными характеристиками
электродетонатора являются следующие:
— электрическое сопротивление электродетонатора — сум-
марное сопротивление постоянному току мостика накаливания и
его концевых проводов;
— безопасный ток электродетонатора — верхний предел по-
стоянного тока, не вызывающий взрыва электродетонатора в тече-
ние 5 мин. По силе этого тока судят о чувствительности электро-
Детонатора к воздействию блуждающих токов: безопасный ток
электродетонатора нормальной чувствительности составляет 0,18 А,
пониженной — 0,92 А;
45

— воспламеняющий (безотказный) ток. Различают длитель-
ный и стомиллисекундный воспламеняющий токи;
— электрический импульс воспламенения — импульс тока,
вызывающий воспламенение электровоспламенителя в электроде-
тонаторе;
— время срабатывания электродетонатора — время от мо-
мента подачи электрического импульса на электродетонатор до
его взрыва.
К числу основных эксплуатационных характеристик относят
также инициирующую способность электродетонатора, водостой-
кость, термостойкость, устойчивость к механическим воздействиям,
гарантийный срок хранения и др. Для определения этих характери-
стик созданы специальные стандартные методики.
Существуют несколько типов промышленных электродето-
наторов, разработанных для различных условий применения [42].
Далее кратко рассмотрены только наиболее распространенные
электродетонаторы, применяемые при обработке материалов
взрывом.
Всем капсюлям-детонаторам и электродетонаторам (в Рос-
сии и за рубежом), у которых масса заряда бризантного ВВ равна
1 г, условно присвоен номер 8. От массы заряда бризантного ВВ,
его плотности и диаметра зависит инициирующая способность
электродетонатора, которая определяется стандартным методом по
толщине пробиваемой им свинцовой пластины и диаметру обра-
зуемого отверстия. Считается, что электродетонатор обладает
нормальной инициирующей способностью, если он пробивает в
свинцовой пластине толщиной 5 мм отверстие диаметром не менее
собственного диаметра. Необходимо отметить, что из промыш-
ленных ВВ только аммониты, аммоналы и некоторые типы предо-
хранительных ВВ способны детонировать от электродетонатора
нормальной мощности. Заряды, изготовленные из гранулирован-
ных, водонаполненных и эмульсионных ВВ, обладают низкой чув-
ствительностью, поэтому для возбуждения детонации требуются
промежуточные детонаторы, в качестве которых используются
заряды, имеющие более высокую чувствительность, или высоко-
мощные детонирующие шнуры.
Конструкции электродетонаторов мгновенного действия с
эластично- и жесткозакрепленными мостиками накаливания (обо-
значаются ЭД-8Э и ЭД-8Ж соответственно) представлены на рис. 1.2.
46

/
2
3
Рис. 1.2. Конструкции электродетонаторов ЭД-8Э (а) и ЭД-8Ж (б):
1 — капсюль-детонатор; 2 — экран; 3 — электровоспламенитель
Срабатывание этих электродетонаторов происходит через 2...4 мс
с момента подачи электрического импульса. Такое большое время
срабатывания объясняется наличием электровоспламенителя в ог-
невой цепи детонатора. В зависимости от длины выводных прово-
дов (2,0...4,35 м) сопротивление электродетонаторов изменяется в
пределах 1,8...4,2 Ом. Другие важные эксплуатационные характе-
ристики: безопасный ток — 0,2 А; воспламеняющий ток — 0,7 А
(при одиночном подрыве), 1 А (при групповом взрывании); элек-
трический импульс воспламенения — 2 А2 • с; гарантийный срок
хранения — 2 года.
Для обработки металлов взрывом рекомендуется применять
более безопасные высоковольтные электродетонаторы с металличе-
ской (ЭДЕМ) и пластмассовой (ЭДВ-2) гильзами (рис. 1.3). В составе
высоковольтных электродетонаторов отсутствует инициирующее
ВВ— мостик накаливания введен непосредственно в заряд ТЭНа
пониженной плотности. Возбуждение детонации осуществляется при
подаче на мостик высоковольтного импульса амплитудой 15 кВ при
емкости боевого конденсатора 0,47 мкФ и длине подводящих прово-
дов до 20 м. После подачи напряжения материал мостика в течение
примерно 1 мкс переходит в плазменное состояние и взрывается. В
01Фужающем ВВ возникает ударная волна, интенсивность которой
47

т
0
А
1
60_5
^ ^
\У<Г II Ьез
3250,250
Рис. 1.3. Конструкции высоковольтных электродетонаторов ЭДЕМ (а) и
ЭДВ-2 (б):
1 — гильза; 2 — бризантное ВВ; 3 — электровоспламенитель со взрывающимся
мостиком
достаточна для надежного возбуждения детонации ТЭНа. Отсутствие
в высоковольтных электродетонаторах инициирующих ВВ делает их
безопасными как в обращении, так и в эксплуатации: они не чувстви-
тельны к блуждающим токам и зарядам статического электричества
(до 10 кВ). Электрическое сопротивление высоковольтных электро-
детонаторов составляет 1,4.. .4,0 Ом.
При ведении взрывных работ в условиях повышенной тем-
пературы (в глубоких нефтяных скважинах, при ремонте метал-
лургических домен и печей) используют термостойкие электро-
детонаторы, в частности ТЭД-200 и ТЭД-270 (рис. 1.4). В этих
электродетонаторах в качестве бризантного ВВ используется ок-
тоген, обладающий повышенной термостойкостью по сравнению
с гексогеном. Числа 200 и 270 указывают предельную температу-
ру (в °С) применения термостойких электродетонаторов в тече-
ние 6 ч. Термостойкие электродетонаторы обладают нормальной
инициирующей способностью, обеспечивающей пробитие в
свинцовой пластине толщиной 5 мм отверстия диаметром не ме-
нее собственного диаметра. Безопасный ток для всех типов тер-
мостойких электродетонаторов составляет 0,2 А, а безотказный
ток — 1 А.
48

Рис. 1.4. Конструкции термостойких электродетонаторов ТЭД-200 (а)
иТЭД-270(б):
1 — колпачок; 2 — чашечка; 3 — бризантное ВВ; 4 — инициирующее ВВ; 5 — вос-
пламенительный состав; 6 — электровоспламенитель; 7 — замыкающий колпачок
Для осуществления взрывного крепления труб в трубных
решетках теплообменных аппаратов и котлов производятся специ-
альные промышленные электродетонаторы ЭД-22, ЭД-27, ЭД-29
(рис. 1.5). Электродетонатор ЭД-22 предназначен для крепления
алюминиевых трубок размером 8 х 1 мм в стальных трубных ре-
шетках, более мощные электродетонаторы ЭД-27 и ЭД-29 — для
крепления титановых трубок размером (14... 16) х 1,5 мм в титановых
трубных решетках. Электрическое сопротивление этих электроде-
тонаторов составляет 0,12...0,18 Ом, безопасный ток — 0,92 А,
иМпульс воспламенения — не более 88 А2 • мс.
49

7
ос
о 1
00
«О 1
0
/
[__
■^
2
3
55_о,74
4
5
г 010 л->->
у"'1" -0.22
=1 Г—5=эс=а
ахяЗГ 1
^«
129-15
^
Вариант
Рис. 1.5 (начало). Конструкции электродетонаторов ЭД-22 (а), ЭД-27 (б)
и ЭД-29 (в) для взрывного крепления труб в трубных решетках теплооб-
менных аппаратов:
1 — гильза; 2 — бризантное ВВ; 3 — инициирующее ВВ; 4 — воспламенитель-
ный состав; 5 — электровоспламенитель
Большой практический интерес для промышленности пред-
ставляют безопасные высоковольтные электродетонаторы, не со-
держащие инициирующих ВВ [34]. Такие электродетонаторы зна-
чительно менее чувствительны к действию электрических зарядов,
поэтому при работе с ними не предъявляются требования по кон-
тролю и ликвидации электростатических зарядов на рабочем мес-
те, на теле и одежде работающих, а также на изделиях, содержа-
щих взрывчатые материалы. Электродетонаторы на основе бри-
зантных ВВ в отличие от промышленных электродетонаторов
50

Вариант
5
в
Рис. 1.5 (окончание)
характеризуются высокой точностью и надежностью срабатывания
и существенно превосходят их по степени безопасности при хра-
нении, транспортировке и эксплуатации.
Принцип работы рассматриваемых электродетонаторов ос-
нован на эффекте инициирования зарядов бризантных ВВ продук-
тами электрического взрыва проволочного мостика электродето-
натора, который происходит при пропускании по мостику мощно-
го импульса тока. При взаимодействии разлетающихся продуктов
электрического взрыва мостика с зарядом бризантного ВВ возбуж-
дается сначала ударная, а затем и детонационная волна. В резуль-
тате этого происходит срабатывание электродетонатора и после-
дующее инициирование основного заряда ВВ.
Одним из таких электродетонаторов является электродето-
натор АТЭД15, который разработан в РФЯЦ—ВНИИЭФ и разре-
шен к применению при проведении взрывных работ в гражданских
отраслях промышленности. Этот электродетонатор изготовляется
в алюминиевой оболочке высотой 18 мм и диаметром 10 мм. Он,
как и промышленные электродетонаторы, имеет выводные прово-
да, закрепленные в пробке из органического стекла. К внутренним
концам этих проводов припаян никелевый мостик длиной около
1 мм. В начальном состоянии сопротивление мостика равно
0>10...0,25 Ом. В момент взрыва сопротивление мостика увеличи-
вается до 3 Ом. Во взрывной капсуле вплотную к мостику разме-
щается первая навеска высокодисперсного ТЭНа, отличающегося
51

повышенной чувствительностью к действию продуктов электриче-
ского взрыва мостика электродетонатора. Остальной объем зани-
мает вторая, более массивная навеска, запрессованная во взрывную
капсулу при большом давлении. Эта навеска является рабочей и
обеспечивает инициирующее действие электродетонатора.
Для функционирования электродетонатора АТЭД15 в номи-
нальном режиме с надежностью 0,99995 необходим импульс тока
амплитудой 800... 1000 А и длительностью не менее 0,3 мкс. Вре-
мя срабатывания электродетонатора в номинальном режиме со-
ставляет 2,2 мкс при среднем квадратичном отклонении ±0,05 мкс,
минимальный ток срабатывания — 350 А при времени нарастания
0,5 мкс, минимальная энергия срабатывания — 0,1 Дж, а энергия
полного отказа — 0,05 Дж. Электродетонатор не чувствителен к
действию зарядов статического электричества, не детонирует при
пожаре и при включении в сеть переменного тока напряжением
220 В. Целостность мостика проверяют, пропуская через него
безопасный ток силой 100 мА.
При сравнении эксплуатационных характеристик электроде-
тонатора АТЭД15 и промышленного электродетонатора ЭД-8 мож-
но увидеть, что значение амплитуды импульса тока, необходимого
для инициирования АТЭД15, приблизительно в 1 тыс. раз больше
значения амплитуды импульса тока, требуемого для инициирования
ЭД-8. Энергия срабатывания ЭД-8 имеет значение от одного до не-
скольких миллиджоулей и составляет сотую часть энергии, необхо-
димой для инициирования АТЭД15. Более того, для инициирования
АТЭД15 требуется очень короткий (доли микросекунды) и мощный
(несколько мегаватт) импульс, который можно обеспечить в цепи
электродетонатора только с помощью специальной аппаратуры
подрыва. Следует также отметить, что электрический импульс, не-
обходимый для инициирования АТЭД15, должен быть не только
сильноточным, но и высоковольтным, особенно в случае, когда
осуществляется инициирование нескольких последовательно со-
единенных электродетонаторов.
Для формирования инициирующих импульсов тока с указан-
ными параметрами в РФЯЦ—ВНИИЭФ используется целый ряд
подрывных установок: ВУ-19, ИСКРА-06М, ТБГИ111 и ТБГИ112.
Принцип действия этих подрывных установок аналогичен прин-
ципу действия конденсаторных приборов, используемых для ини-
циирования промышленных электродетонаторов. Качественное
52

различие заключается лишь в том, что подрывные установки, при-
меняемые в РФЯЦ—ВНИИЭФ, обеспечивают формирование в це-
пи подрыва несравнимо более мощных и коротких импульсов то-
ка, необходимых для инициирования электродетонаторов на осно-
ве бризантных ВВ.
Кроме электродетонатора АТЭД15, не содержащего ини-
циирующее ВВ, в РФЯЦ—ВНИИЭФ для промышленного приме-
нения разработано детонирующее устройство ударного действия
без инициирующего ВВ, срабатывающее за счет упругой энергии,
запасенной в его конструкции. Это устройство снаряжается ТЭНом
или октогеном и используется в нефтегазовой промышленности
для приведения в действие кумулятивных перфораторов, опускае-
мых в скважины на насосно-компрессорных трубах.
Основными недостатками систем электрического взрывания
зарядов ВВ являются: возможность преждевременного взрыва
вследствие появления во взрывной цепи посторонних токов (блу-
ждающие токи, токи утечки, наводки от грозовых разрядов, разря-
дов статического электричества и др.); низкие производительность
и надежность монтажа электровзрывных цепей. Этих недостатков
лишена система электрического инициирования «Магнадет», раз-
работанная фирмой «А-К-А Нобель Эксплозивс» (Великобритания)
[4]. Принципиальным отличием системы «Магнадет» от традици-
онных систем электрического взрывания является не гальваниче-
ская, а индуктивная связь электродетонатора с магистральными
проводами взрывной цепи (рис. 1.6), которая осуществляется с
помощью ферритового кольца. Витки концевого провода электро-
детонатора на ферритовом кольце (обычно три витка) являются
вторичной обмоткой трансформатора, а первичная обмотка обра-
зуется путем однократного пропускания магистрального провода
через кольцо, имеющее внешний и внутренний диаметры 20 и 10 мм
соответственно и ширину 10 мм. Это кольцо вместе со вторичной
обмоткой заключено в пластмассовую оболочку с центральным
отверстием для прохода магистрального провода. Инициирование
электродетонатора в системе «Магнадет» осуществляется с помо-
щью специальной взрывной машинки, вырабатывающей перемен-
ный ток частотой 12...25 кГц. Именно этот диапазон частот явля-
йся полосой пропускания электрической цепи системы «Магна-
•^ет». При частоте электрического тока во взрывной цепи,
входящей за пределы полосы пропускания, инициирования элек-
53

12 3 4 5
а
I 2 4
б
Рис. 1.6. Схема системы электрического инициирования «Магнадет»:
а — принцип действия системы: 1 — источник тока высокой частоты; 2 — маги-
стральные провода; 3 — сердечник трансформатора; 4 — концевые провода; 5 —
электродетонатор; б — основные элементы системы: 1 — ферритовое кольцо;
2 — несколько витков концевого провода 3; 4 — стандартный электродетонатор;
5 — магистральный провод
тродетонатора не происходит. Необходимое для инициирования
отдельного электродетонатора напряжение не превышает 2 В.
Стремление обезопасить производство взрывных работ приве-
ло к разработке новых, неэлектрических, систем инициирования. Од-
ной из наиболее эффективных систем неэлектрического инициирова-
ния является система «Нонель» (от англ. поп е1ес1пс), разработанная
шведской фирмой «Нитро-Нобель» [15]. Она состоит из специально-
го детонатора, трубки «Нонель» для передачи ударноволнового им-
пульса, детонатора-стартера и соединительных блоков. Пластмассо-
вая прозрачная трубка «Нонель» имеет внешний диметр 3 мм, внут-
ренний — 1,0... 1,5 мм. На внутреннюю поверхность трубки нанесен
тонкий слой высокодисперсного ВВ погонной массой 1,7...2,0 г/м.
При инициировании трубки взрывное превращение этого ВВ создает
слабую ударную волну и поддерживает ее распространение вдоль
трубки со скоростью около 1,9 км/с. Интенсивность этой ударной
волны достаточна для инициирования специального капсюля-
детонатора, но не достаточна даже для разрушения трубки, не говоря
уж об инициировании зарядов бризантных ВВ. Разработаны отечест-
венные неэлектрические системы инициирования типа «Нонель» —
системы «Эдилин» и УИЗ на основе ударноволновой трубки и дето-
наторов, не содержащих инициирующих ВВ [42].
В технологических взрывных устройствах для разводки де-
тонации к разным зарядам ВВ или для формирования фронта де-
54

хонационной волны необходимой формы часто используют дето-
нйрующие шнуры. Они представляют собой гибкие удлиненные
заряды малого диаметра, изготовленные из мощного ВВ (ТЭНа
или гексогена), размещенные в оболочках из хлопчатобумажных
или синтетических материалов — полиэтилена или поливинилхло-
рида. Детонирующие шнуры нормальной мощности (ДША, ДШВ)
содержат ВВ линейной плотностью 12... 15 г/м, шнуры повышен-
ий мощности (ДШЭ-12Г, ДШЭ-30) — до 30 г/м, а шнуры высо-
ки мощности (ДШЭ-50) — до 50 г/м [42]. Скорость детонации
большинства детонирующих шнуров составляет 6,5 км/с. Детона-
ция шнуров нормальной мощности, проходящих через заряды ВВ
или погруженных в них, возбуждает детонацию большинства ам-
монитов и некоторых предохранительных ВВ.
Обычно стандартные испытания на чувствительность заря-
дов промышленных ВВ к импульсу взрыва включают в себя испы-
тания на воздействие электродетонатора ЭД-8, детонирующих
шнуров и компактных зарядов ВВ определенных размеров и плот-
ности, так называемых промежуточных детонаторов, с целью ус-
тановления надежного способа возбуждения детонации в произ-
водственных условиях. Однако развитие взрывных технологий
требует применения нестандартных схем возбуждения детонации с
использованием листовых зарядов, изготовленных из эластичных
ВВ, высокоскоростного удара пластин и др. В связи с этим при
проектировании систем возбуждения детонации возникает необ-
ходимость в использовании общепринятых критериев ударновол-
новой чувствительности зарядов ВВ [39].
Наиболее простым критерием ударноволновой чувствитель-
ности зарядов ВВ является критерий критического давления воз-
буждения детонации ркр, представляющий собой минимальное
Давление плоской инициирующей ударной волны большой дли-
тельности, необходимое для ее развития в детонационную волну.
Инициирующие ударные волны меньшей интенсивности затухают,
не приводя к возбуждению детонации. К сожалению, количест-
венные данные об ударноволновой чувствительности зарядов про-
мышленных ВВ практически отсутствуют. Тем не менее, чтобы
читатель мог составить представление об их ударноволновой чув-
ствительности, в табл. 1.4 приведены значения критического дав-
ания ударноволнового возбуждения детонации ркр для некоторых
пРомышленных ВВ [11].
55

Таблица 1.4
Значения критического давления возбуждения детонации
для некоторых промышленных ВВ
ВВ
ТНТ прессованный
ТНТ
Аммонит ПЖВ-20
(АС/ ТНТ /ЫаС1 64/16/20)
Победит ВП-3
(содержит ТНТ и нитроглицерин)
рвв, г/см3
1,59
1,34
0,9
1,34
1,34
РкР, ГПа
1,8
0,77
0,6
0,7
0,56
Определение значения ркр осуществляется путем нагруже-
ния исследуемого (пассивного) заряда ВВ контактным взрывом
другого (активного) заряда ВВ через преграду (ослабитель). Факт
возбуждения детонации регистрируется по отпечатку на пластине,
на которой размещается исследуемый заряд ВВ. В экспериментах
определяется критическая толщина преграды, при превышении
которой детонация от активного заряда к пассивному не передает-
ся. Обычно в таких экспериментах используются калиброванные
нагружающие устройства, поэтому определенная критическая
толщина преграды легко пересчитывается в критическое давление
возбуждения детонации ркр. Для этого необходимо знание ударной
адиабаты исследуемого ВВ, которое, как правило, является порис-
той многокомпонентной средой.
Поскольку процесс возбуждения детонации в определенной
степени является газодинамическим, то на параметр ркр сущест-
венное влияние оказывают размеры зарядов ВВ. Таким образом,
значения ркр, определенные в тех или иных стандартных условиях
нагружения, следует с осторожностью переносить на другие усло-
вия нагружения.
Из приведенных в табл. 1.4 данных следует, что заряды по-
рошкообразных промышленных ВВ, содержащих ТНТ и нитро-
глицерин, обладают достаточно высокой ударноволновой чувстви-
тельностью. С увеличением плотности заряда ВВ рВв его ударновол-
новая чувствительность уменьшается, а значение ркр возрастает.
Как показывают экспериментальные исследования, критиче-
ское давление ударноволнового возбуждения детонации ркр увели-
56

чивается при уменьшении размеров инициирующего заряда ВВ, и
поэтому использование параметра ркр не всегда удобно для прак-
тического применения. В связи с этим в качестве практического
критерия ударноволновой чувствительности зарядов ВВ при воз-
буждении в них детонации контактным взрывом изготовленных из
каких-либо фиксированных ВВ компактных зарядов с известными
и постоянными детонационными характеристиками целесообразно
использовать, например, массу инициирующего заряда ВВ. При
постоянных составе и плотности инициирующего заряда ВВ опре-
деленной формы именно его масса определяет пространственные
(кривизну) и временные (характерную длительность) параметры
ударной волны. Инициирующий заряд ВВ минимальной массы,
обеспечивающий возбуждение детонации исследуемого ВВ, назы-
вает предельным инициирующим зарядом. Для порошкообразных
мелкодисперсных индивидуальных и смесевых промышленных
ВВ плотностью 0,9... 1,0 г/см3 масса предельного инициирующего
заряда на основе прессованной гремучей ртути составляет: 0,14 г —
для нитроглицериновых ВВ (динамиты, углениты, детониты);
0,14...0,15 г — для гексогена, ТЭНа, тетрила; 0,17...0,19 г — для
аммонитов; 0,25 г — для аммоналов; 0,28 г — для предохрани-
тельного аммонита ПЖВ-20 [22].
Для малочувствительных гранулированных, водонаполнен-
ных и эмульсионных промышленных ВВ масса предельного ини-
циирующего заряда на два-три порядка выше и поэтому в качестве
критерия ударноволновой чувствительности зарядов ВВ не ис-
пользуется. Для возбуждения детонации указанных выше ВВ не-
обходимы специальные промежуточные детонаторы — более чув-
ствительные заряды промышленных ВВ в виде либо прессованных
или литых шашек из ТНТ, либо смеси, состоящей из ТНТ и гексо-
гена, либо патронов из порошкообразных ВВ. Критические пара-
метры промежуточных детонаторов (в частности, диаметр с/дет)
приближенно можно определить, исходя из энергетического под-
хода к возбуждению детонации [22]:
1/Зп2/3
</-=</. Рвв-■*-
дет ~кр 1/3 п2/3 :
у дет *" дет
Г^е <4Р — критический диаметр инициируемого заряда ВВ; Окр —
критическая скорость детонации при критическом диаметре с/кр и
57

плотности рвв заряда; ^дет, рДет? Дцет — соответственно мини-
мальный диаметр, плотность и скорость детонации промежуточного
детонатора.
Если конструкция технологического взрывного устройства
не допускает использования мощных промежуточных детонаторов
и в качестве инициирующих зарядов используются, например,
листовые заряды, изготовленные из эластичного ВВ, то малочув-
ствительное ВВ (например, сварочный аммонит, сильно разбав-
ленный гранулированной аммиачной селитрой или хлористым на-
трием) в области возбуждения детонации сенсибилизируют не-
большим количеством гексогена [41] или мелкодисперсного ТНТ.
При этом надежность возбуждения детонации приходится опреде-
лять экспериментально.
1.2.2. Распространение детонационных волн в зарядах ВВ
Современные теория детонационных волн и термодинамиче-
ские методы расчета параметров и компонентного состава продук-
тов детонации [39] дают основу для установления взаимосвязи
между свойствами заряда ВВ (химический состав, плотность, фи-
зическая структура, дисперсность компонентов), параметрами де-
тонации (скорость детонации Д давление детонации /?ч_ж, темпе-
ратура продуктов детонации в точке Чепмена — Жуге Гч—жХ теп-
лотой взрыва 2 и объемом газообразных продуктов детонации Уг.
Эти параметры рассчитываются для плоской (идеальной) детона-
ционной волны либо численно с использованием достаточно
сложных уравнений состояния и обширного банка термодинами-
ческих данных и различных предположений о характере взаимо-
действия между компонентами, либо с помощью менее точных, но
весьма эффективных полуэмпирических экспресс-методов. Обзор
таких методов, применимых для расчета параметров детонации
ВВ, содержащих углерод, водород, азот и кислород, представлен в
работе [39]. Их использование требует знания лишь брутто-
формулы ВВ (условной химической формулы 1 кг ВВ), его эн-
тальпии (теплоты) образования и плотности заряда.
В работе [3] на основе анализа известных экспресс-методов
предлагается метод расчета параметров детонации и относитель-
ной работоспособности / промышленных ВВ на основе аммиачной
селитры. Суть метода состоит в следующем. Исходя из брутто-
58

формулы и кислородного баланса, записывают реакцию взрывного
превращения ВВ. Поскольку большинство промышленных амми-
ачноселитряных ВВ сбалансированы по кислороду, то при написа-
нии реакции используют правило Бринкли — Вильсона: имею-
щийся в реагирующей смеси кислород расходуется на окисление
сначала водорода до воды, а затем углерода последовательно до
СО и С02. Если кислорода недостаточно, то часть углерода оста-
ется неокисленной, если содержание кислорода избыточно, то он
выделяется в виде 02. Затем, используя набор полученных продук-
тов детонации, рассчитывают теплоту взрыва ^ как разность сум-
мы значений теплоты (энтальпии с обратным знаком) образования
конечных продуктов детонации и значения теплоты образования
исходного ВВ. Объем газообразных продуктов детонации Уг
(в л/кг) определяется количеством молей газообразных продуктов
детонации #г: Уг = 22,4 А^г. Скорость детонации Д давление дето-
нации рч—ж и относительную работоспособность / промышлен-
ных ВВ рассчитывают по следующим формулам:
/) = 2,641-+-3,231.10-3рвв7е^;
рч_ж =1,596 + 9,378-Ю-6 р2вве^г; (1.7)
/='е
N,0,75
1031
( V V'25
Г
893
где В — в км/с; />Ч—ж — в ГПа; 2 — в ккал/кг; рВв — в г/см3;
Уг— в л/кг. Сравнение результатов расчета по приведенным фор-
мулам с соответствующими экспериментальными данными пока-
зало хорошее соответствие между ними для ВВ, содержащих угле-
род, водород, азот и кислород.
Некоторые промышленные ВВ, например предохранитель-
ные ВВ или сварочные аммониты, в большом количестве содер-
жат компоненты, которые в зоне химической реакции детонаци-
онной волны практически не реагируют. К таким компонентам
относятся не только инертные минеральные соли типа хлористо-
го натрия или хлористого калия либо оксиды типа оксида крем-
Ния, но и в определенных условиях высокоэнергетические добав-
ки алюминия в высокоплотные заряды ВВ или добавки гранули-
рованной аммиачной селитры в сварочные аммониты. Трудности
Расчета параметров детонации смесевых ВВ связаны с незнанием
59

не только уравнений состояния ВВ и продуктов детонации, но и
механизма и кинетики взаимодействия компонентов в зоне хими-
ческой реакции. Обычно полагают, что такие добавки в зоне хи-
мической реакции ведут себя инертно и поглощают часть выде-
ляющейся в зоне химической реакции энергии, затрачиваемой на
сжатие, разгон и разогрев частиц добавки. Очевидно, что эти
процессы зависят от дисперсности, тёплофизических и механиче-
ских свойств добавки.
Для реализации некоторых взрывных технологий необходи-
мы низкоимпульсные ВВ, детонирующие с небольшой скоростью
(-1,5...2,5 км/с). Как указано в разд. 1.1, одним из путей достиже-
ния такой скорости детонации является введение во взрывчатый
состав большого количества инертных солей или оксидов. Пара-
метры детонации смесевых ВВ, содержащих инертные добавки,
можно рассчитать с помощью эмпирической методики, приведен-
ной в работе [8]. Согласно этой методике смесевые ВВ рассматри-
ваются как гетерогенные системы, состоящие из частиц базового
ВВ и инертной добавки, полностью или частично заполняющей
поры между частицами ВВ. Влияние инертной добавки выражает-
ся через значение изменения скорости детонации АД которое мо-
жет иметь как положительный, так и отрицательный знак. При
полном заполнении пор, отвечающем максимальной плотности
заряда смесевого ВВ рввтах, максимальная скорость детонации
смесевого ВВ /)тах определяется соотношением
где /)Вв — скорость детонации базового ВВ при парциальной
плотности заряда рВв, равной отношению массы ВВ к объему за-
ряда. Эта плотность может быть вычислена с помощью соотноше-
ния рвв = схрвв тах, где а — массовая доля ВВ в заряде. Скорость
детонации 2)Вв может быть рассчитана с помощью зависимостей
(1.7) экспресс-метода.
Для смесевых ВВ, содержащих металлы, оксиды, неоргани-
ческие и органические соли и другие слабосжимаемые материалы,
изменение скорости детонации АО находится из выражения
АО = Ядоб (бдоб " Рдоб )РРВВ тах/рдоб >
60

где Р — массовая доля добавки; рдоб - плотность материала добав-
ки. Значения коэффициентов аДОб и Ьдоб для разных материалов
добавки приведены в табл. 1.5
Таблица 1.5
Значения коэффициентов ядоб и Адоб
Материал добавки
ГМеталлы, их оксиды, карбиды, силициды
с частицами размером:
менее 10 мкм
более 10 мкм
Неорганические и органические соли
Ядобэ
м4/(кг • с)
1,125
0,575
1,76
бдоб'Ю ,
кг/м3
4,0
9,1
3,6
Значение коэффициента Ьдо6 отражает тот факт, что запол-
нение пор инертной добавкой плотностью рДОб = Ьдоб не изменяет
скорость детонации (А/) = 0). При большей плотности слабосжи-
маемой добавки скорость детонации снижается, а при меньшей
увеличивается. При наличии в смесевом ВВ нескольких добавок
значение Д1> рассчитывается как сумма вкладов отдельных доба-
вок. Если плотность заряда смесевого ВВ рВв меньше его макси-
мальной плотности рвв тах> скорость детонации может быть опре-
делена с помощью линейной взаимосвязи для базового ВВ:
Я(Рвв) = Алах -^Вв(РвВшах "Рвв)>
где Квв — коэффициент для базового ВВ, Квв « 3500 м (г/см3)-1.
Показатель политропы продуктов детонации смесевых ВВ,
содержащих инертные добавки, определяется с помощью следую-
щих эмпирических зависимостей [8]:
^ = 1,85 + 1,15рвв/рВВтах+2,85р при 0,4<рвв/рВВтах <0,9;
* = *вв + 2,850 При Рвв/РвВтах ><>,9,
гДе квв — показатель политропы продуктов детонации базового
ВВ (для ТНТ А;Вв = 2,8, для гексогена квв == 2,7). По известным
скорости детонации и показателю политропы продуктов де-
тонации давление детонации определяется из соотношения
^ч-ж=РввЯ2/(* + 1)-
61

Фронт детонационной волны, распространяющейся в за-
ряде ВВ конечного поперечного размера, не является плоским.
Об этом свидетельствуют рентгеновские снимки детонирующих
зарядов и торцовые развертки свечения таких фронтов. Искрив-
ленность фронта детонационной волны приводит к отклонениям
от теории идеальной детонации, которая рассматривает только
плоские детонационные волны. Скорость детонации уже не оп-
ределяется только химическим составом ВВ и плотностью заря-
да ВВ — она оказывается зависимой от диаметра или толщины
заряда ВВ, от наличия у заряда ВВ оболочки и от других факто-
ров. Самым заметным проявлением неидеальности детонации,
которое обнаруживается без всяких измерений, является суще-
ствование критического диаметра с1кр для цилиндрического за-
ряда (для плоского заряда — критической толщины) — мини-
мального диаметра заряда ВВ, при котором еще возможно рас-
пространение детонации. В зарядах ВВ, диаметр которых
меньше критического диаметра, устойчивое распространение
детонации невозможно. Такие заряды не могут использоваться
во взрывных устройствах. Современные подходы к определе-
нию значения с1кр и зависимости скорости детонации от диамет-
ра заряда ВВ изложены в работе [39].
Неидеальная детонация промышленных ВВ обладает рядом
особенностей, которые необходимо учитывать при проектирова-
нии взрывных устройств технологического назначения. Эти осо-
бенности есть следствие того, что промышленные ВВ являются
дисперсными гетерогенными системами, состоящими из компо-
нентов, имеющих значительно различающиеся химические харак-
теристики, например из горючих, окислителей и инертных доба-
вок. Если разложение индивидуальных ВВ или их смесей в зоне
химической реакции детонационной волны имеет характер внут-
римолекулярного окисления, в минимальной степени зависящего
от процессов диффузии и перемешивания, то при детонации про-
мышленных смесевых ВВ процессы переноса реагирующих ком-
понентов приобретают определяющее значение. В связи с этим на
значения параметров неидеальной детонации и критического диа-
метра заряда большое влияние оказывает не только плотность за-
ряда ВВ, но и дисперсность компонентов смесевого ВВ: чем
меньше размеры частиц разнородных компонентов и равномернее
их распределение во всем объеме заряда ВВ, тем выше скорость
62

взрывного превращения и, следовательно, выше детонационная
способность заряда ВВ.
Для промышленных дисперсных ВВ характерны относи-
тельно большая ширина зоны химической реакции, достигающая
нескольких миллиметров; большой интервал между критическим и
предельным диаметрами заряда (<^пред = (5...10)б/кр); немонотонная
зависимость скорости детонации от плотности заряда ВВ при диа-
метре заряда, меньшем предельного диаметра; увеличение крити-
ческого диаметра заряда с увеличением плотности заряда ВВ рВв и
среднего размера частиц. Все это иллюстрируется данными, взя-
тыми из работы [22] и приведенными в табл. 1.6—1.8.
Таблица 1.6
Зависимость критического диаметра заряда ВВ
от его плотности
Г~ вв
Аммонит ПЖВ-20
Победит ВП-3
Аммонит № 6ЖВ
(Аммонит скальный № 1
Аммониты сварочные:
АТ-1,АТ-2,АТ-3
^А-2
Рвв, г/см3
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,0...1,2
1,43...1,58
0,85...0,90
0,85...0,95
<4Р, мм
11
13
20
22
28
5
10
14
17
21,5
10...13
5...7
Критическая
толщина
слоя, мм
10...20
35...55
Д км/с
2,6
3,5
3,94
4,3
4,35
2,51
2,48
3,0
3,1
-3,6
~6,0
1,5 (минимум)
2,5 (минимум)
Зависимость скорости детонации от плотности заряда ВВ
Для промышленных смесевых ВВ показана на рис. 1.7. При увели-
чении плотности заряда ВВ, имеющего диаметр меньше предельного,
Наблюдается рост скорости детонации, характерный для мощных
63

Таблица 1.7
Зависимость критического диаметра заряда ВВ, изготовленного
из аммонита № 6ЖВ (79/21), от дисперсности компонентов
Средний размер частиц, мкм
аммиачной селитры
200...300
200...300
200...300
200...300
60...100
60... 100
500...800
300...500
100...200
60...100
ТНТ
400...600
200...390
100...200
60... 100
20...100
60
204...390
204...390
204...390
204...390
рвв, г/см3
0,8
0,81
0,85
0,9
0,8
0,9
0,8
0,9
0,9
0,9
<4р, ММ
19
17
12
11
8...9
8
15
17
10
10
Таблица 1.8
Значения детонационных характеристик зарядов
некоторых промышленных ВВ
Плотность
заряда ВВ
рвв, г/см3
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,45
1,7
0,74
0,74
0,95
0,95
0,9
1,0
1 1,0
Диаметр
заряда ВВ
с1, мм
25
40
60
80
100
120
120
120
40
100
А
40
100
120
40
120
Скорость
детонации
Д км/с
Давление
детонации
Рч—ж,
ГПа
Аммонит № 6ЖВ
3,13
3,8
4,34
4,52
4,6
4,9
5,7
5,65
2,54
4,97
6,55
7,32
7,66
8,5
10,5
12,3
Аммонит № 10ЖВ
3,14
4,28
2,19
4,65
\ммонит скальный №
4,49
4,94
5,5
8,25
Аммонит ПЖВ-20
4,4
3,82
4,54
4,16
4,88
6,35
Показатель
политропы
продуктов
детонации к
—
1,9
1,88
—
1,84
1,88
3,55
3,52
2,5
1,98
(1
2,57
1,87
—
1,96
2,32
Массовая
скорость
«ч—ж.
км/с
0,81
1,31
1,0
1,51
1,62
1,64
1,7
1,27
0,9
1,44
1,3
1,8
1,05
1,25
1,37
64

индивидуальных ВВ или их сме-
сей. После достижения некото-
рой критической плотности за-
ряда ВВ скорость детонации
уменьшается вплоть до полного
затухания детонации. С увеличе-
нием диаметра заряда отрица-
тельное влияние уплотнения за-
ряда на его детонационную спо-
собность уменьшается, и при
достижении предельного диа-
метра зависимость скорости де-
тонации от плотности заряда ВВ
становится монотонно возрас-
тающей.
Во взрывных устройствах
технологического назначения
вследствие ограничения нагру-
жающего импульса очень часто размеры зарядов ВВ (диаметр ци-
линдрического заряда или толщина плоского заряда) близки к кри-
тическим размерам. Именно в этих условиях детонационная спо-
собность зарядов промышленных ВВ существенно зависит от
плотности зарядов ВВ: уменьшение скорости детонации ВВ и уве-
личение критического диаметра (толщины) заряда ВВ происходит
даже при его незначительном уплотнении. Для исключения воз-
можности затухания детонации необходимо не допускать переуп-
лотнения заряда ВВ как при снаряжении взрывного устройства,
так и в процессе детонации вследствие предварительного нагру-
жения ВВ ударными волнами, опережающими фронт детонацион-
ной волны. Обратимся к некоторым механизмам предварительного
Ударноволнового нагружения ВВ.
Если в заряде ВВ имеются внутренние или внешние (на гра-
нице с оболочкой) продольные полости или каналы, то расши-
ряющиеся продукты детонации воздействуют на воздух в канале
таким образом, что впереди фронта детонационной волны образу-
йся слой сжатого воздуха, под действием которого заряд ВВ уп-
лотняется [22, 44]. Схема уплотнения заряда ВВ, имеющего внеш-
ни канал или расположенного с зазором относительно оболочки,
пРиведена на рис. 1.8 [22].
3-1483 65
0,5 0,6 0,7 р /р
' ВВ ВВтах
Рис. 1.7. Зависимости скорости
детонации промышленных сме-
севых ВВ от относительной
плотности заряда ВВ для ряда
диаметров заряда с1кр < с1\ < с/2 <
<^з< ^пред •
1 — идеальная детонация; 2 — зату-
хание детонации

Рис. 1.8. Схема уплотнения заряда ВВ за счет канального эффекта:
УВ — фронт воздушной ударной волны, распространяющейся в зазоре; ДВ —
фронт детонационной волны, распространяющейся в уплотненном заряде ВВ;
В — скорость детонации ВВ; И — толщина слоя ВВ; Ь и Ь — соответственно тол-
щина и длина уплотненного слоя ВВ
При сварке взрывом предварительное ударноволновое сжа-
тие слоя ВВ возможно как за счет канального эффекта, так и за
счет опережающего распространения ударной волны в материале
метаемой пластины. В первом случае в сварочном зазоре (про-
межутке между свариваемыми пластинами) впереди точки кон-
такта распространяется воздушная ударная волна, давление за
фронтом которой сообщает ускорение метаемой пластине, что
может привести к уплотнению метающего заряда порошкообраз-
ного ВВ. Количественный анализ этого явления приведен в гл. 4.
Во втором случае заряд ВВ может быть уплотнен ударной вол-
ной, распространяющейся в метаемой пластине впереди фронта
Рис. 1.9. Рентгенограмма детонирующего заряда ВВ, расположенного на
металлической пластине (для выделения границ заряд ВВ сверху накрыт
тонкой свинцовой фольгой):
/ — фронт разлетающихся продуктов детонации; 2 — продукты детонации; 3 —
фронт детонационной волны; 4 — исходный слой ВВ; 5 — металлическая пла-
стина; 6 — зона уплотненного слоя ВВ
66

детонационной волны, поскольку по технологическим условиям
сварки взрывом скорость детонации в метающем заряде ВВ не
должна превышать скорость звука в материале метаемой пласти-
ны. На рис. 1.9 приведена рентгенограмма детонирующего со
скоростью 4,5 км/с заряда ВВ, расположенного на металлической
пластине [22]. Предшествующая ударная волна уплотняет заряд
ВВ, в результате чего образуется зазор между зарядом ВВ и пла-
стиной.
Необходимо отметить, что у высокочувствительных зарядов
ВВ канальный эффект, обусловливающий уплотнение заряда ВВ
или опережающее инициирование детонации, может привести,
наоборот, к увеличению скорости детонации [44].
1.2.3. Детонационные волновые генераторы
Обычно при реализации взрывных технологий требуются
те или иные формы фронта детонационной волны: чаще всего
плоские — в цилиндрических зарядах ВВ, прямолинейные — в
плоских зарядах ВВ. Поскольку детонация ВВ возбуждается в
нагружающих и метающих зарядах, как правило, с помощью
электродетонаторов, имеющих сравнительно небольшой диаметр
(5... 10 мм), то начальный фронт детонационной волны имеет
сферическую или круговую форму. Чтобы получить фронт нуж-
ной формы, используют специальные детонационные волновые
генераторы (ДВГ).
Для получения в цилиндрическом заряде ВВ плоского фрон-
та детонационной волны используют в основном три типа ДВГ: с
активной линзой, с инертной взрывопроводящей линзой и с пусто-
телой линзой с металлической облицовкой (рис. 1.10). Активная
линза изготовляется из ВВ, скорость детонации которого меньше,
чем скорость детонации основного ВВ. В качестве линзового ВВ
ч^ще других используется баратол (23 % ТНТ, 77 % нитрата бария
Ва(МОз)2), имеющий при начальной плотности 2,63 г/см3 скорость
Детонации 4900 м/с. Если в качестве основного ВВ взят взрыв-
чатый состав ТГ 20/80 со скоростью детонации 8000 м/с, то 2ср =
888104°.
Инертные взрывопроводящие линзы изготовляют из легко-
С)кимаемых материалов: парафина, стеарина, полиэтилена и др.
Несчитанные значения угла при вершине составляют 120.. .130°.

а б в
Рис. 1.10. Схемы ДВГ, используемых для получения плоского фронта
детонационной волны:
а — с активной линзой; б — с инертной взрывопроводящей линзой; в — с пусто-
телой линзой с металлической облицовкой; 1 — ВВ с высокой скоростью детона-
ции; 2 — ВВ с низкой скоростью детонации; 3 — заряд ВВ, в котором формиру-
ется плоская детонационная волна; 4 — инертная линза; 5 — металлическая об-
лицовка
Принцип работы ДВГ с пустотелой линзой с металлической
облицовкой состоит в следующем: детонационная волна, распро-
страняющаяся в верхнем заряде, разгоняет облицовку, при ударе
которой возбуждается детонация ВВ нижнего заряда. Чтобы фронт
образующейся детонационной волны был плоским, необходимо
выполнение условия 2ср = п - 2р, где р — угол поворота облицов-
ки при метании.
Часто плоскую детонационную волну генерируют ударом по
заряду ВВ пластины, метаемой взрывом плоского заряда ВВ в виде
тонкого слоя (рис. 1.11). Такие ДВГ иногда называют ударными
ДВГ. При этом пластину-ударник располагают под углом р к по-
верхности заряда ВВ, который определяют с помощью зависимо-
стей (см. разд. 1.4)
Р = 2агс8т—-;
2В
С/О=0,65
2 + ги
к, =
рА '
где Ио — скорость метания пластины-ударника; В — скорость де-
тонации ВВ; рвв — плотность метающего заряда ВВ; к — толщи-
на слоя ВВ; рь 51 — плотность и толщина пластины-ударника. Де-
68

Рис. 1.11. Схема ударного ДВГ
тонационная волна, распространяющаяся в метающем заряде ВВ,
должна иметь прямолинейный фронт.
Прямолинейные фронты детонационных волн, распростра-
няющихся в плоских зарядах ВВ, создают с помощью линейных
ДВГ. Наиболее широко применяются дискретные линейные ДВГ,
схемы которых приведены на рис. 1.12. Эти ДВГ изготовляют, ис-
пользуя узкие полосы или шнуры из эластичных ВВ либо отрезки
детонирующего шнура. Форму фронта детонационной волны,
близкую к прямолинейной, эти ДВГ обеспечивают за счет одно-
временного многоточечного инициирования детонации ВВ. Одно-
временность выходов детонационных волн, распространяющихся
в шнуровых зарядах, на контрольную линию обеспечивается оди-
наковой длиной шнуров. Разводку выполняют по треугольной или
двоичной схеме с помощью шаблонов из картона или органиче-
Рис. 1.12. Схемы дискретных линейных ДВГ:
А\...Ап — точки инициирования детонации
69

Рис. 1.13. Схемы дискретных ДВГ сходящихся круговых (а) и цилиндри-
ческих (б) детонационных волн:
1 — шнуровые заряды ВВ; 2 — корпус ДВГ; 3 — конечные заряды ДВГ, обеспе-
чивающие многоточечное инициирование детонации в заряде 4\ стрелками пока-
заны точки инициирования детонации в ДВГ
ского стекла. Если линию, на которую одновременно выходят де-
тонационные волны, изогнуть по окружности, то получится дис-
кретный ДВГ кругового фронта детонационной волны (рис. 1.13).
Известны также конструкции дискретных ДВГ, в которых
детонация ВВ одновременно возбуждается в регулярно распо-
ложенных участках поверхности заряда. Подвод к этим участ-
кам инициирующих импульсов осуществляется шнуровыми за-
рядами с помощью различных (например, двоичных) детонаци-
онных разводок.
1.3. Параметры нагружения материалов
контактным взрывом заряда взрывчатого вещества
и высокоскоростным ударом
1.3.1. Нагружение контактным взрывом
При взрыве заряда ВВ, расположенного на поверхности тела,
движение продуктов детонации в направлении границы раздела
заряд ВВ — нагружаемое тело приводит к образованию в теле
70

ударной волны. Параметры образовавшейся ударной волны в на-
чальный момент времени (начальные параметры) могут быть оп-
ределены исходя из условий динамической и кинематической со-
вместности на границе раздела, согласно которым давления, нор-
мальные к границе раздела компоненты векторов скоростей и
компоненты перемещений по обе стороны от границы раздела, т. е.
в продуктах детонации и в нагружаемом материале, должны быть
равны между собой. Задача определения начальных параметров
ударных волн требует знания ударных адиабат нагружаемых мате-
риалов и уравнения состояния продуктов детонации ВВ нагру-
жающего заряда. При проектировании технологических взрывных
устройств в качестве уравнения состояния продуктов детонации
для различных расчетов обычно используют простое уравнение
состояния, по внешнему виду похожее на уравнение состояния
идеального газа:
Е = ^. (1.9)
*-1
Иногда это уравнение состояния называют политропным, а про-
дукты детонации, удовлетворяющие этому уравнению, — поли-
тропными.
Начальное давление нагружения зависит от ориентации
фронта детонационной волны относительно границы раздела заряд
ВВ — нагружаемое тело. Обозначим угол между фронтом и гра-
ницей раздела через а. Тогда значению а = 0 соответствует нагру-
жение падающей на границу раздела детонационной волной (так
называемое нагружение по схеме ПДВ), значению а = 90° — на-
гружение скользящей относительно границы раздела детонацион-
ной волной (нагружение по схеме СДВ) и значению а = 180° —
нагружение уходящей от границы раздела детонационной волной
(нагружение по схеме УДВ). При известной ударной адиабате на-
гружаемого материала начальные параметры определяются с по-
мощью/?—^-диаграммы процесса нагружения (рис. 1.14). Для по-
литропных продуктов детонации не представляет труда получить
соответствующие уравнения ударных адиабат ударного сжатия
Продуктов детонации и изоэнтроп их расширения [35].
Процедура определения начальных параметров при нагру-
^ении падающей детонационной волной зависит от относительно-
71

РА
р
ч-ж
\ /;
\Упдв
^^ДВ |^
/уда к^_
Чз
^Т* *—^
"ч-ж "ч-ж и
Рис. 1.14. К определению начальных параметров при различной ориента-
ции фронта детонационной волны относительно нагружаемого тела:
1 — ударная адиабата нагружаемого материала; 2 — ударная адиабата повторно-
го сжатия продуктов детонации; 5, 4, 5 — изоэнтропы расширения продуктов
детонации соответственно для падающей (ПДВ), скользящей (СДВ) и уходящей
(УДВ) детонационных волн
го положения точки Чепмена — Жуге и ударной адиабаты нагру-
жаемого материала. Если ударная адиабата нагружаемого материала
в плоскости (/?, и) проходит выше точки Чепмена — Жуге, то в про-
дукты детонации отражается ударная волна и начальные параметры
нагружения определяются координатами точки пересечения удар-
ной адиабаты материала с ударной адиабатой повторного сжатия
продуктов детонации, уравнение которой имеет вид [35, 39]
А
и = -
ч—ж
к + \
1-у/2к
р/рЧ-Ж-1
\
у1(к + 1)р/рч_ж+(к-1)
(1.10)
Если точка Чепмена — Жуге лежит выше ударной адиабаты нагру-
жаемого материала, то в продукты детонации отражается волна раз-
режения и начальные параметры нагружения определяются коорди-
натами точки пересечения ударной адиабаты материала с изоэнтро-
пой расширения продуктов детонации в направлении их движения:
Р = Рч-ж
\-{и-ич_ж)
к-1
2с,
1к_
Лк-\
(1.11)
ч-ж]
72

I I I I I I
О 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 и, км/с
Рис. 1.15. К определению начальных параметров ударных волн при на-
гружении различных материалов по схеме ПДВ:
Ч—Ж — точка Чепмена — Жуге
На рис. 1.15 приведена/?—и-диаграмма определения началь-
ных параметров (давления рх и массовой скорости их) ударных
волн, возникающих в различных материалах при их нагружении по
схеме ПДВ, для наиболее часто встречающихся сочетаний ВВ — ма-
териал [18].
В табл. 1.9 приведены значения начальных параметров
Ударных волн, возникающих в стали, меди и алюминиевом
сплаве дуралюмине при их нагружении по схеме ПДВ различ-
ными ВВ [35].
При скользящей детонации ВВ нагружающего заряда на-
чальная скорость продуктов детонации в направлении границы
Раздела равна нулю. В этом случае в продукты детонации всегда
Распространяется волна разгрузки. Уравнение изоэнтропы расши-
73

рения продуктов детонации в направлении, перпендикулярном на-
правлению распространения детонационной волны, получается из
соотношения (1.11), если в нем положить иЧ—ж = 0. Начальные
параметры определяются в координатах (/?, и) координатами точки
пересечения этой изоэнтропы расширения продуктов детонации с
ударной адиабатой нагружаемого материала (см. рис. 1.14). При
нагружении металлов по схеме СДВ начальное давление возни-
кающих в них ударных волн примерно в 2 раза ниже, чем при на-
гружении по схеме ПДВ.
Таблица 1.9
Значения начальных параметров ударных волн, возникающих
в металлах при их нагружении по схеме ПДВ, в зависимости
от плотности заряда ВВ и скорости детонации
вв
тнт
Флегма-
тизиро-
ванный
гексоген
Гексоген
ТГ 40/60
ТЭН
Рвв,
г/см3
1,3
1,5
1,6
1,3
1,5
1,6
1,77
1,6
1,67
1,713
1,743
1,2
1,69
А
км/с
6,025
6,615
6,96
6,875
7,69
7,995
8,639
7,5
7,65
7,87
8,252
6,3
8,4
Сталь
Рх,
ГПа
21,6
28,5
32,6
27,4
37,0
41,8
51,8
37,2
40,0
44,2
47,0
21,9
47,4
их,
м/с
540
700
796
674
893
982
1162
895
942
1028
1084
551
1093
Медь
Рх,
ГПа
22,0
29,1
33,6
28,0
38,2
43,4
53,7
38,5
41,4
45,7
48,8
22,3
49,5
их,
м/с
508
651
733
625
813
897
1067
816
903
942
993
518
996
Дуралюмин
Рх,
ГПа
17,4
22,5
25,5
21,8
29,2
32,6
40,5
29,8
33,8
36,2
38,2
17,8
36,9
Щ,
м/с
919
1140
1270
—
1846
1403
1617
1689
1760
935
1689
При нагружении по схеме УДВ в (1.11) вместо иЧ—ж следует
записать -ич_ж.
Сравнить нагружающие способности рассмотренных схем
нагружения можно по предельным давлениям, возникающим при
нагружении несжимаемых материалов, когда скорость на границе
раздела равна нулю:
74

2к
(Ък-\\
^пдв ~ Рч—ж
2к
Рсдв=Рч-ж'> О-12)
2к
Рудв ~ Рч-ж I ~ГГ
При к = 3 из соотношений (1.12) следует, что рпдв = 2,37рЧ—ж,
/?удв = 0>3/?ч—ж- Таким образом, изменяя направление распростра-
нения фронта детонационной волны относительно нагружаемой
среды, можно изменять давление нагружения примерно в 8 раз.
При нагружении материала по схеме ПДВ на поверхности
нагружения давление быстро уменьшается вследствие воздействия
как тыльных, так и боковых волн разрежения. При необходимости
нагружения обрабатываемых материалов слабыми ударными вол-
нами иногда используют заряды НПВС. Для увеличения времени
действия давления и уменьшения интенсивности боковых волн
разрежения нагружающие заряды помещают в прочные толсто-
стенные противоразгрузочные стальные цилиндры и инициируют
со стороны нагружаемой среды. Именно так реализуется нагруже-
ние по схеме УДВ. Отличительной особенностью такого нагруже-
ния является постоянство давления на границе раздела продукты
детонации — нагружаемый материал до момента прихода волны
разрежения со свободной поверхности нагружающего заряда ВВ
после выхода на нее детонационной волны. Приближенно время
нагружения постоянным давлением можно определить по формуле
' * ЗА/Д где к — высота заряда ВВ; В — скорость детонации.
При нагружении обрабатываемых материалов по схеме ПДВ
Давление нагружения изменяют, как правило, путем размещения
между нагружающим зарядом ВВ и материалом специальных пре-
град — ослабителей. Эффект ослабления давления нагружения
°снован на затухании ударных волн в материале ослабителя. Наи-
более простой и часто используемый закон затухания плоских
Ударных волн в различных металлах имеет вид [35]
и = их{\-В±\ , (1.13)
75

где их — начальная скорость на границе раздела, определяемая с
помощью р—«-диаграммы процесса нагружения; В и со — эмпири-
ческие постоянные; х — координата фронта ударной волны (тол-
щина ослабителя); к — высота заряда ВВ. Для алюминиевых и
стальных ослабителей В « 0,6, со = 1,0 при х < И [35]. Если ударная
адиабата материала известна в форме линейного соотношения ме-
жду волновой (Оув) и массовой (и) скоростями /)ув = а + Ьи, то
зависимость давления р на фронте ударной волны от координаты х
может быть определена с помощью закона сохранения импульса
р = риОув=рих
'х-в*
К
I
а + Ъ\\-В-
Необходимо отметить, что численное решение задач о зату-
хании ударных волн в прочных материалах в гидродинамическом
приближении (без учета прочности) дает, как правило, неудовле-
творительные результаты. Причина этого заключается в том, что
затухание ударных волн в упругопластичном материале определя-
ется продольными упругими волнами, скорость распространения
которых заметно выше скорости объемных волн.
На рис. 1.16 приведены рассчитанные по упругопластиче-
ской модели кривые затухания ударных волн, возникающих при
взрыве зарядов ТГ 50/50 толщиной 33 и 16,8 мм, при их распро-
странении в никеле, меди и железе (без учета фазовых переходов)
[17]. Расчетные данные для меди удовлетворительно согласуются
с экспериментальными данными. Для железа установлено расхож-
дение расчетных и экспериментальных данных. Согласно расчетам
уменьшение амплитуды ударной волны, распространяющейся в
железе, до давления фазового перехода (-15 ГПа) происходит на
глубине 28...32 мм. В то же время в экспериментах получено, что
глубина, до которой имел место фазовый переход, определенная
по излому кривых твердости, в 2 раза меньше и составляет 14... 16 мм.
Авторы работы [17] считают, что ускоренное затухание ударной
волны в железе происходит вследствие дополнительных потерь
энергии при обратимом фазовом переходе.
На рис. 1.17 приведены кривые затухания ударных волн в
алюминии и латуни в виде зависимостей скорости свободной по-
верхности, равной удвоенной массовой скорости на фронте удар-
ной волны, от относительной толщины образца [30]. В опытах ис-
76

>,ГПа
40
30
20
10
-\
~\«\
1
у 12 3 4 5 6
-1 1 1 1 1 Ь
$-/
\-п
"*^^>-- 1
о
10
20
30
40 .V, мм
Рис. 1.16. Затухание ударных волн при их распространении в никеле,
меди и железе:
I — никель, заряд толщиной 33 мм; 2 — медь, заряд толщиной 33 мм; 3 — медь,
заряд толщиной 16,8 мм (расчет по газодинамической модели); 4 — никель, заряд
толщиной 16,8 мм; 5 — медь, заряд толщиной 16,8 мм; б — железо, заряд толщи-
ной 16,8 мм; I— медь, цилиндрический заряд ТГ 50/50 размером 0 40 х 15 мм
(точки к кривой 5); II— заряд ТГ 50/50 размером 0 60 х 15 мм (точки к кривой 2)
м>* км/с
4,0
3,0
2,0
1,0
0,5
Гтчж1
1 1 1 Г Т1*к13
10
1 +х/И
^ис, 1.17. Зависимости скорости свободной поверхности алюминиевых (7) и
Латунных (2) образцов от их относительной толщины
77

пользовались образцы из алюминия АД-1 и латуни Л-59 диамет-
ром 70 мм и толщиной 2...50 мм. Нагружающие заряды были из-
готовлены из ТГ 50/50, имели диаметр 60 мм, а их толщина изме-
нялась в пределах 2...50 мм.
Затухание ударных волн при скользящей детонации тонких
слоев ВВ экспериментально исследовалось авторами работ [12, 33,
38]. На рис. 1.18 в безразмерных координатах р = р/рч__ж, х = х/Н
{к — толщина слоя ВВ) приведены экспериментальные зависимо-
сти амплитуд ударных волн, распространяющихся в стали и алю-
минии, от координат их фронтов [12]. В работе [12] показано, что
численный расчет в гидродинамическом приближении дает удов-
летворительное описание затухания ударных волн только в алю-
минии. Для стали, обладающей большей сдвиговой прочностью,
наблюдается существенное различие расчетных и эксперимен-
тальных результатов.
Экспериментальные данные [33] по затуханию ударных
волн, создаваемых скользящей детонацией слоев пластичного ВВ
(Рвв = 1,5 г/см3, В = 7,5 км/с) толщиной 0,53... 5,50 мм, в пластинах
из алюминиевых сплавов АМг толщиной 2... 15 мм при 1 < х/Н ^ 40
описываются формулой
( V0,27
и = 1680 1 + 20- м/с.
Экспериментальные данные [38] по затуханию ударных
волн, создаваемых скользящей де-
тонацией слоев ТГ 50/50 толщиной
3...5 мм, в пластинах из алюминие-
вых сплавов АМг, АМц, из меди и
стали СтЗ толщиной 4...20 мм опи-
сываются зависимостью
\ рж )
где Узат = 0,235 — эмпирический
коэффициент (рассчитан нами по
графической зависимости, приве-
денной в работе [38]); с — скорость
78
0
Р
°ч-ж
0,50
0,25
0
10 х/Н
^1
^2
20
40 х/Н
Рис. 1.18. Затухание ударных
волн в стали (7) и алюминии
(2) при скользящей детонации
тонких слоев ВВ

звука, принятая равной 5200, 3950 и 4630 м/с соответственно для
алюминиевых сплавов, меди и стали; р — плотность металла.
1.3.2. Нагружение высокоскоростным ударом.
Прохождение ударной волны
через границу раздела двух сред
Нагружение материалов ударом осуществляется при воз-
действии на них высокоскоростных ударников различной формы.
Для ускорения ударников используются взрывные, баллистиче-
ские и электродинамические методы, из которых наиболее рас-
пространены первые два. Ударники могут быть плоскими или
компактными. В качестве плоских ударников используют метал-
лические пластины.
При нагружении исследуемого материала нормальным уда-
ром плоской пластины ударная волна является плоской, а профиль
давления за ее фронтом — прямоугольным. При этом амплитуду
ударной волны и время ее действия можно изменять независимо
друг от друга. Параметры профиля давления нагружения легко оп-
ределяются с помощью р—^-диаграммы процесса нагружения.
Давление определяется скоростью (Уо пластины-ударника и дина-
мической сжимаемостью взаимодействующих материалов, а время
действия давления гн — толщиной пластины-ударника Ь\\1н~2Ь\1с,
где с — скорость звука в материале пластины-ударника. В соответ-
ствии с условиями динамической и кинематической совместности
на границе раздела двух материалов начальные параметры обра-
зующихся при соударении ударных волн определяются координа-
тами точки пересечения (рх, их) ударных адиабат этих материалов
(рис. 1.19).
Если ударные адиабаты взаимодействующих материалов из-
вестны в форме линейных соотношений между волновой и массо-
вой скоростями, то массовая скорость и на границе раздела может
быть определена решением следующего квадратного относительно
скорости и уравнения:
р1(и0-и)[а]+Ь](и0-и)] = р2и(а2^Ь2и), (1.14)
гДе рь р2, а\, #2, &ь Ь2 — соответственно плотности и коэффици-
енты уравнений ударных адиабат соударяющихся материалов. Ле-
79

а ° б
Рис. 1.19. К определению начальных параметров ударных волн при на-
гружении материала ударом:
а — р—«-диаграмма процесса соударения; б — профиль давления на границе
раздела двух материалов; / — ударная адиабата материала пластины-ударника,
2 — ударная адиабата нагружаемого материала
вая часть уравнения (1.14) представляет собой ударную адиабату
материала пластины-ударника. Введя обозначения
Р1
В = ^а2+ах+2Ъх1!0\
получим
с=о,г/0+ад,
и=-
В-у1в2-4АС
2Л
(1.15)
Р= Р\(^о"и)\-а\ +Ь1(1!0-и)] = р2и(а2 +Ь2и).
При соударении двух пластин из одинакового материала массовая
скорость на границе раздела оказывается равной половине скоро-
сти пластины-ударника. В табл. 1.10 приведены результаты расче-
та давления соударения для некоторых взаимодействующих мате-
риалов при часто используемых на практике значениях скорости
пластины-ударника [17].
При небольшой скорости пластины-ударника справедливо
акустическое приближение, когда скорость ударной волны полага-
80

Таблица 1.10
Значения давления соударения при нормальном ударе
Взаимодействующие
материалы
Сталь —> сталь
Медь —> сталь
Алюминий -» медь
Медь -> молибден
Сталь -» вольфрам
Сталь -» серебро
Титан -> сталь
Медь -> медь
Алюминий -> алюминий
Давление соударения, ГПа,
при скорости пластины-ударника, м/с
200
4
3,5
2,5
4
5,5
3,5
2,5
3
2
400
8
7
4,5
8,5
11
7,5
5,5
7
3,5
600
12,5
11,5
7
13,5
16,5
11,5
9
11,5
5
800
16,5
16
9
19
22
16
12
16
6,7
1000
20,5
21
12
24,5
28,5
20,5
15,5
21
85
1200
25
25,5
15
30
34
25,5
18,5
26
10,5
ется независимой от давления и равной начальной скорости звука.
Тогда массовая скорость их и давление рх на границе раздела двух
материалов могут быть определены из соотношений
и„ =•
-Ц
г\ +22
0>
2,2<
(1.16)
1^2
*1+*2
■ц
0'
где г]=рхс19 22=р2с2 — акустические импедансы взаимодейст-
вующих материалов; с\,с2 — скорости звука в материалах. Строго
говоря, соотношения (1.16) справедливы только для упругого со-
ударения, когда значение давления соударения не превышает зна-
чения динамического предела текучести.
По мере удаления ударной волны от границы раздела время
'н пребывания материала нагружаемой пластины под действием по-
стоянного давления уменьшается. Это связано с действием тыльной
волны разрежения, распространяющейся со стороны свободной по-
Верхности пластины-ударника. На расстоянии х от поверхности кон-
такта время Г„ определяется с помощью зависимости [10]
^1 ( Ате + С ~~ и) + *(^УВ ""и " С)
са
УВ
81

Тыльная волна разрежения догоняет фронт ударной волны на рас-
стоянии Хот поверхности контакта, равном [10]
и л-с-Вув
В этих соотношениях /)ув — скорость ударной волны, с — ско-
рость звука в материале, сжатом ударной волной. Для определения
скорости звука воспользуемся тем, что в любой точке на ударной
адиабате изоэнтропа разгрузки имеет с ней касание второго поряд-
ка. Вдоль изоэнтропы разгрузки ф/с!и = рс, а вдоль ударной
адиабаты —
р = р0и(а + Ъи)\
-^- = р0(а + 2Ьи).
аи
Приравнивая полученные выражения для производных, находим
с = (р0/р)(а + 2Ьи). Отношение плотности материала в начальном
состоянии р0 к плотности сжатого ударной волной материала р
определяется из закона сохранения массы:
Ро _ ^ув -и _а + (Ъ-\)и
р /)ув а + Ъи
Окончательно для скорости звука в материале, сжатом ударной
волной, получаем следующее выражение:
а + (Ь - \)и, _ 7 ч
с = —(а + 2Ьи).
а + Ьи
Определение начальных значений давления рх и массовой
скорости их — параметров течения, образующегося при нормаль-
ном падении ударной волны на границу раздела двух различных
материалов, также достаточно просто осуществляется в координа-
тах (/?, и) (рис. 1.20). Пусть из первого материала во второй пере-
ходит ударная волна. В зависимости от соотношения сжимаемо-
стей обоих материалов в первый материал при р1а1 < р2а2 отража-
ется ударная волна, при рхах > р2а2 — волна разрежения. В общем
случае для определения начальных параметров их и рх необходимо
82

рис. 1.20. К определению начальных параметров при переходе ударной
волны из одного материала в другой:
а — первый материал более сжимаем, чем второй; б — второй материал более
сжимаем, чем первый; 1 — ударная адиабата первого материала; 2 — ударная
адиабата второго материала; 3 — ударная адиабата повторного сжатия первого
материала; 4 — изоэнтропа разгрузки первого материала; Ар — амплитуда отра-
женной волны
знать ударные адиабаты обоих материалов и уравнение состояния
первого материала для построения ударной адиабаты повторного
сжатия или изоэнтропы разгрузки. Обычно распад разрыва на гра-
нице раздела двух плотных конденсированных сред анализируют,
предполагая, что ударные волны слабые, т. е. плотность материа-
лов при ударноволновом сжатии изменяется незначительно и их
разогрев не влияет на сжимаемость. Изменением энтропии на
фронте слабой ударной волны можно пренебречь. Для большинст-
ва металлов и сплавов предположение о слабости ударной волны
справедливо вплоть до давления около 50 ГПа. Процессы нагру-
жения материала слабыми ударными волнами и его последующей
разгрузки описываются одной и той же зависимостью, ударная
адиабата повторного сжатия и изоэнтропа разгрузки материала из
сжатого состояния совпадают с ударной адиабатой однократного
сжатия или являются ее симметричным отражением относительно
состояния материала после сжатия в первой ударной волне. По-
следнее предположение экспериментально подтверждается в широ-
ком диапазоне значений давления так называемым правилом удвое-
ния скорости свободной поверхности [39]. Согласно этому правилу
скорость свободной поверхности при выходе на нее ударной волны
Равна удвоенной массовой скорости за фронтом ударной волны.
83

Давление на границе раздела двух материалов может быть
определено алгебраически с помощью решения (1.15) квадратного
уравнения (1.14), в котором положено 11о = 2и\. Результаты расче-
тов для некоторых взаимодействующих материалов, полученные в
предположении слабости ударных волн, приведены в табл. 1.11 [39].
Таблица 1.11
Значения параметров течения, возникающего после прохождения
ударной волны через границу раздела двух материалов
Материал
первый
Железо
Алюми-
ний
Алюми-
ний
Титан
второй
Алюми-
ний
Железо
Титан
Алюми-
ний
Параметры ударной волны
падающей
Ръ ГПа
30
40
50
20
30
40
20
30
40
50
20
30
40
50
мь м/с
740
930
1110
1030
1440
1800
1030
1440
1800
2140
770
1090
1390
1650
проходящей
Р2,ГПа
19
25
30,5
28
42,5
57
23,5
35
47
58,5
16,5
25
33,5
42
и2, м/с
990
1240
1460
700
980
1220
880
1250
1570
1870
880
1240
1570
1870
Массовая ско-
рость за фрон-
том отраженной
ударной волны
мотр> м/с
250
310
370
-330
-460
-580
-150
-190
-230
-270
ПО
150
180
220
В акустическом приближении (скорости ударных волн рав-
ны скоростям звука и не зависят от давления) соотношения для
определения массовой скорости их и давления рх на границе разде-
ла получают из (1.16) подстановкой Ио = 2и\:
84

Рис. 1.21. К определению начальных параметров ударной волны при ее
переходе из одного материала в другой в случае размещения на границе
раздела двух материалов слоя третьего материала с промежуточной сжи-
маемостью:
I — ударная адиабата первого материала; 2 — ударная адиабата третьего мате-
риала; 3 — ударная адиабата второго материала; 4 — изоэнтропа разгрузки пер-
вого материала; 5 — изоэнтропа разгрузки третьего материала; Ар — приращение
давления проходящей ударной волны
Необходимо отметить, что размещение на границе раздела
двух материалов слоя третьего материала с промежуточной сжи-
маемостью приводит к увеличению давления проходящей во вто-
рой материал ударной волны (рис. 1.21).
1.3.3. Нагружение косыми ударными волнами
Распространение косых ударных волн в конденсирован-
ных средах. Во многих практически важных случаях ударные
волны в твердых и жидких средах распространяются таким обра-
зом, что их фронты оказываются непараллельными различным
границам раздела или неперпендикулярными вектору скорости
сРеды перед фронтом. Возникающее за фронтом такой ударной
волны течение удобно анализировать с помощью аппарата теории
косых ударных волн [31, 32, 39]. Будем рассматривать течение
сРеды в системе координат, связанной с фронтом ударной волны.
%сть ^x и д2 — скорости потока среды соответственно перед и за
Фронтом ударной волны, щ9 и2 — нормальные к фронту, а г>ь у2 —
Касательные к фронту компоненты вектора массовой скорости
85

Рис. 1.22. Схема течения во фрон-
те косой ударной волны:
/ — / — линия тока; п — нормаль к
поверхности фронта ударной волны;
УВ — фронт ударной волны
(рис. 1.22). Индекс 1 относится к
состоянию среды перед фронтом
ударной волны, а индекс 2 — за
фронтом.
Вследствие того, что ком-
поненты вектора скорости пото-
ка среды, параллельные фронту
волны, не изменяются при пере-
сечении фронта, т. е. У\ =у2=у,
всякую косую ударную волну
можно превратить в прямую,
перейдя в систему координат,
движущуюся вдоль фронта со
скоростью V. Поскольку законы
сохранения на фронте ударной волны инвариантны относительно
любого постоянного переносного движения, то локальное сжатие
частицы вещества на фронте ударной волны всегда одномерное и
все динамические характеристики среды, определенные в экспе-
риментах с плоскими одномерными волнами, применимы для ана-
лиза косого ударноволнового сжатия.
При распространении косой ударной волны в первоначально
покоящейся среде (щ = /)ув) скачок нормальной компоненты вектора
массовой скорости во фронте ударной волны равен и = и2 - и\ =
= Ы2~ /)ув. Используя законы сохранения массы и импульса и ли-
нейное соотношение между волновой и массовой скоростями,
можно получить уравнения ударных адиабат в виде
р1а2(1-р1/р2)
Р2~Р\ =
(1.17)
[1-&О-Р1/Р2)]
Первое уравнение (1.17) можно разрешить относительно массо-
вой скорости и и получить уравнение ударной адиабаты в виде
и = и(р).
Вследствие торможения потока среды при пересечении
фронта ударной волны линии тока поворачиваются на угол 0 и
прижимаются к фронту. В большинстве практических задач либо
угол 0 задан (задачи обтекания), либо его нужно определить из
86

условий совместности на границе раздела, которыми являются:
1) равенство значений давления по обе стороны от границы разде-
ла; 2) условие взаимонепроникновения — при пересечении косой
ударной волной границы раздела значения углов поворота потоков
по обе стороны от границы раздела должны быть одинаковыми.
Поэтому для анализа возникающего течения среды целесообразно
определить взаимосвязь между скачком давления на фронте удар-
ной волны и углом поворота потока.
Из рис. 1.22 следует:
щ А/* а + Ьи
8Шф = -*- = —22- = ;
Я\ Я\ Я\
18© = -!■ = - ув
у1 = ь2 = у = ^дх2-1%в.
Поскольку 9 = (р - со, то
а . а + Ъи а + (Ь-\)и
9 = агс8Ш агс!§ . ч ' (1-18)
* ^-(а + Ьи)2
Первое соотношение (1.17) совместно с (1.18) представляет иско-
мую взаимосвязь скачка давления на фронте ударной волны с углом
поворота потока. Эту взаимосвязь называют ударной полярой в
плоскости (6,;?). Иногда ударную поляру (1.18) представляют в бо-
лее компактной форме. Используя тригонометрическое тождество
«8в = 18«Р-<о) = -'8,>-,8Ш
1-1§ф1§со
и выражения для 1§ ср и 1§ со (см. рис. 1.22)
1§Ф = ^ •
>1я?-п
Дт -и
1§со= и
2
УВ
2
УВ
Получаем систему уравнений, описывающих ударную поляру:
87

е = агс1ё^'2-^в;
Ч\ -^уЪи
Оув=а + Ьи; (1.19)
р = р]и(а + Ьи).
Соотношения (1.18) и (1.19) в плоскости (0,/?) дают изображение де-
картовой петли (рис. 1.23). При этом массовая скорость среды перед
фронтом ударной волны является параметром функциональной зави-
симости 0(р). Точки, находящиеся на ударной поляре, соответствуют
возможным состояниям среды за фронтом ударной волны при ^\ =
= соп81 и переменном угле наклона фронта (р. Точка А (см. рис. 1.23)
соответствует состоянию среды за фронтом прямой ударной волны,
когда ф = я/2 и /)уВ = ?ь а точка В — бесконечно слабому возмуще-
нию течения: Ар -> 0, и -» 0, ф -» 0. Правая и левая ветви ударной
поляры соответствуют отклонению фронта ударной волны в разные
стороны от положения, нормального к набегающему потоку.
Важной особенностью косых ударных волн является нали-
чие максимального угла поворота потока 0тах во фронте ударной
волны, зависящего от массовой скорости среды перед фронтом.
При 0 = 0тах
^_</0Ли
ф ди ф
Дифференцируя (1.18) по скорости и и
приравнивая полученную производ-
ную нулю, получаем, что при 0 = 0тах
ч\ =э1ъ +Ьи(Оув -и). (1.20)
Каждому значению ^\ соответствует
единственное значение и = ис, опре-
деляемое из (1.20), при котором 0 =
= вшах- Подставляя значение #1 из
(1.20) в (1.19), получаем выражения
для максимального угла поворота
потока 0тах и соответствующего ему
угла наклона фронта фс:
Рис. 1.23. Ударная поляра в
плоскости (0,/?):
точки 7 и 2 соответствуют силь-
ной и слабой ударным волнам

и^Ъифув-и)
7)ув + 6и(Оув -и)-Оуви
А/В
Фс=агс1§- 5^-
^Ъи(Эув-и)
Точка, соответствующая максимальному углу поворота потока,
делит ударную поляру на сильную (р > рс) и слабую (р < рс) вет-
ви. При ф Ф фс каждому значению 0 соответствуют два ударных
перехода: сильный и слабый (точки 7 и 2 на рис. 1.23). Возникает
вопрос: какой из них осуществляется в действительности? Ответ
на этот вопрос зависит как от граничных условий, так и от режима
течения за фронтом ударной волны. В отличие от прямой ударной
волны, течение за фронтом косой ударной волны может быть как
дозвуковым (д2 < с2\ так и сверхзвуковым (#2 > с2), причем до-
звуковое течение реализуется за фронтами ударных волн, соответ-
ствующих сильной ветви ударной поляры, а сверхзвуковое — слабой
ветви. На этом основании часто утверждают, что за фронтом косой
ударной волны, как правило, реализуется слабый ударноволновой
режим, поскольку сильный оказывается неустойчивым по отноше-
нию к возмущениям, распространяющимся в среде, сжатой ударной
волной. Однако правильный ответ на поставленный выше вопрос
может быть дан только с учетом граничных условий [31].
Известно, что в политропных средах максимально отклоняю-
щийся поток — дозвуковой [31, 32], т. е. звуковая точка (9*, р*) на
ударной поляре, в которой ^г = с2, лежит ниже точки (0тах> Рс) мак-
симального угла поворота потока. При этом различие значений 9]
и 0* невелико: для идеального двухатомного газа (9тах - 9*) < 0,5
Для ряда прикладных задач представляет интерес исследова-
ние относительного положения на ударной поляре точек (9тах, Рс) и
(0*, /?„). Предположение о симметрии ударной адиабаты и изоэн-
тропы разгрузки в координатах (/?, р) в каждой точке ударной
адиабаты позволяет получить для скорости звука в среде, сжатой
Ударной волной, следующее соотношение [20]:
тах
о
(Рув-иХРув+Ьи)
Яув
(1.21)
89

Рассмотрим теперь разность (с\ -(&) в точке (6тах,/?с)- Для
квадрата скорости потока за фронтом ударной волны с^ с учетом
(1.20) имеем
Яг ~ у2 + Фув ""и)2 = Ьи(ОуВ -и) + (Вув - и)2.
Для разности {с\-с^) после алгебраических преобразований по-
лучаем следующее соотношение:
с\ -д22 =МДу2в~ц)[л2 +аи(ЗЬ-2) + Ьи2(2Ь-3)].
Знак разности (с\ -<&) определяется знаком квадратного трехчле-
на в квадратных скобках, так как /)ув -и = а + (Ь - \)и>0 всегда.
Корни квадратного трехчлена находим с помощью соотношения
2-ЗЬ±^Ь2+4
и-а ,
26(26-3)
из которого следует, что при Ъ > 3/2 квадратный трехчлен положи-
тельных корней не имеет. Значит, при и > 0 квадратный трехчлен
положителен и #2 < С2, т. е. течение с параметрами, соответствую-
щими точке (0тах> Рс\ дозвуковое. При 1 < Ъ < 3/2 квадратный
трехчлен имеет положительный корень (звуковая точка и точка
максимального угла поворота потока на ударной поляре совпада-
ют), для которого справедливо неравенство и* = ис> 1,6а. Такому
значению массовой скорости соответствуют достаточно сильные
ударные волны, когда линейное уравнение ударной адиабаты уже
плохо описывает результаты экспериментов по ударноволновому
сжатию. Тем не менее за фронтом косой ударной волны в средах с
линейной ударной адиабатой максимально отклоняющийся поток
при Ъ > 3/2 (такое значение Ъ характерно для органических соеди-
нений) всегда является дозвуковым, т. е. звуковая точка располага-
ется на слабой ветви ударной поляры. При 1 < Ъ < 3/2 (такое зна-
чение Ъ характерно для большинства металлов) звуковая точка
может переместиться на сильную ветвь ударной поляры только в
достаточно сильных ударных волнах. В этом случае течение в точ-
ке (0тах> Рс) будет сверхзвуковым.
90

Рис. 1.24. Схема соударения пластин в системе координат, связанной с
точкой контакта пластин К:
УВ\ и УВ2 — фронты ударных волн
Косое соударение пластин. Во взрывных технологиях косое
соударение пластин встречается часто — это сварка взрывом, уп-
рочнение взрывом, формирование плоских кумулятивных струй
(наличие угла между соударяющимися пластинами при опреде-
ленных условиях приводит к образованию кумулятивных струй).
Процедуре определения начальных параметров ударных
волн, образующихся при косом соударении пластин, предшествует
переход в систему координат, связанную с точкой контакта пла-
стин. В этой системе координат процесс соударения пластин ста-
ционарен и эквивалентен слиянию в точке контакта пластин К
двух потоков со скоростями #01 и #02 (рис. 1.24). Если скорость
пластины-ударника направлена по нормали к ее поверхности, а
угол между соударяющимися пластинами равен у, то соотношения
Для определения скоростей потоков #01 и #02 имеют вид
81Пу
Для соударения пластин с распространяющимися в них
Ударными волнами, присоединенными к точке контакта пластин,
^обходим (но не достаточен!) сверхзвуковой характер течения:
9о1 > сх и ^02 > с2 (сь с2 — скорости звука в материалах соуда-
ряющихся пластин). В соответствии с условиями совместности
91

начальные параметры образующихся
при соударении пластин ударных волн
определяются координатами точки В
(рис. 1.25) пересечения ударных поляр
материалов взаимодействующих пла-
стин. Если пренебречь начальным дав-
лением, то ударные поляры материалов
пластин должны исходить из точек на
оси 0 углов поворота потока: ударная
поляра материала неподвижной пла-
стины исходит из начала координат;
ударная поляра материала пластины-
ударника — из точки, соответствующей
углу соударения у. Поскольку совмест-
ное течение материалов пластин после
их соударения обеспечивается поворо-
том потоков в противоположных на-
правлениях, то необходимо рассматри-
вать пересечение противоположных
ветвей ударных поляр. На рис. 1.25
видно, что пересечение ударных поляр
возможно, если значения углов соуда-
рения не превышают некоторого значе-
ния критического угла укр. При соударе-
нии сжимаемой пластины с абсолютно несжимаемой у^ = 6тах. Этот
случай, очевидно, соответствует симметричному соударению пла-
стин из одинаковых материалов под углом 2укр. При у > укр удар-
ные волны отсоединяются от точки контакта пластин и занимают
положение перед ней, а соударение пластин осуществляется в до-
звуковом режиме. Авторами работы [23] получено следующее вы-
ражение для критического угла при невысоких скоростях соударе-
ния пластины-ударника с несжимаемой пластиной:
Сверхзвуковому режиму соударения соответствуют углы, меньшие
у#=агс1§—К
с
д0{=сот1
Рис. 1.25. К определению
с помощью ударно-поляр-
ного метода начальных
параметров ударных волн
при косом соударении
пластин:
/ — ударная поляра мате-
риала неподвижной пласти-
ны; 2 — ударная поляра ма-
териала пластины-ударника
92

Для 1/0/с = °>2 у* = 11,3°, укр = 8,1°. Нетрудно увидеть, что
Укр < У*' П0ЭТ0МУ Для реализации регулярного режима соударения
пластин с распространяющимися в них ударными волнами, при-
соединенными к точке контакта пластин, достаточным является
условие у < Укр. Интересно отметить, что при у > укр соударение
пластин сопровождается образованием обратной струи, которую
иначе называют кумулятивной (см. гл. 8). При укр < у < у» кумуля-
тивная струя, как правило, представляет собой дисперсный поток,
расширяющийся в поперечном направлении. Если у > у*, соударе-
ние осуществляется в дозвуковом режиме и при достаточно высо-
кой скорости соударения (110> 1000 м/с) образуются сплошные
кумулятивные струи. При невысокой скорости соударения
(Ц0 <500 м/с), характерной для сварки взрывом, вследствие
влияния прочности соударяющихся материалов образуется дис-
персный кумулятивный поток (см. гл. 4). Ориентировочные число-
вые значения граничных скоростей соударения даны для малоуг-
леродистой стали.
Пересечение косой ударной волной границы раздела. Оп-
ределение ударно-полярным методом начальных параметров
ударных волн и волн разрежения, образующихся при пересечении
косой ударной волной границы раздела двух материалов, возмож-
но лишь тогда, когда возникающее течение стационарно. В част-
ности, скорость перемещения точки К пересечения фронта па-
дающей ударной волны с границей раздела должна превышать
скорости звука в материалах 1 и 2 (рис. 1.26 и 1.27). Другие огра-
ничения будут указаны ниже.
Для анализа течения, возникающего при пересечении косой
Ударной волной границы раздела двух материалов, в общем случае
необходимо знание не только ударных поляр, но и поляр разгрузки
материалов, сжатых ударной волной. Построение поляры разгруз-
ки выполняют на основании результатов расчета течения материа-
ла в волне разрежения Прандтля — Майера [20, 31, 32]. При не-
больших сжатиях поляру разгрузки обычно заменяют симметрич-
ным отражением ударной поляры. В этом приближении выход
косой ударной волны на свободную поверхность приводит к ее
повороту на угол 20, где 0 — угол поворота потока за фронтом
падающей ударной волны. Этот вывод является аналогом правила
Удвоения скорости свободной поверхности.
93

Рис. 1.26. Преломление косой ударной волны на границе раздела менее
жесткого материала 1 с более жестким материалом 2:
а — схема течения: У В — падающая ударная волна; ОУВ — отраженная ударная
волна; ПУВ — преломленная ударная волна; б — ударно-полярная диаграмма
определения начальных параметров: УП1 и УП2 — ударные поляры соответст-
венно материала 1 и материала 2; УП2! — ударная поляра повторного сжатия
материала 7; ПР1 — поляра разгрузки материала 1
Схема течения, возникающего при преломлении косой удар-
ной волны на границе раздела менее жесткого материала 1 с более
жестким материалом 2, и соответствующая ей ударно-полярная
диаграмма определения начальных параметров образующихся
волн приведены на рис. 1.26. При любом угле падения в материале
2 будет распространяться ударная волна; в материал 1 в зависимо-
сти от угла наклона фронта падающей ударной волны возможно
отражение как ударной волны (в регулярном и нерегулярном ре-
жимах), так и волны разрежения. Эти режимы разделяет точка пе-
ресечения А ударных поляр материалов 7 и 2 — УП1 и УП2. Если
начальное состояние за фронтом падающей ударной волны соот-
ветствует точке Ви находящейся на ударной поляре УЩ ниже точ-
ки А, то начальные параметры при регулярном отражении опреде-
ляются координатой точки В пересечения ударной поляры УП2 с
ударной полярой повторного сжатия первого материала УП21 (в
обозначении ударной поляры число 2 — номер сжатия материала,
индекс 1 — номер материала). Для анализа нерегулярного отраже-
ния необходимы дополнительные предположения об угле наклона
маховской ударной волны. Если параметры падающей ударной
волны таковы, что ее состоянию соответствует точка Си находя-
щаяся на ударной поляре УЩ выше точки А, то начальные пара-
94

рис. 1.27. Преломление косой ударной волны на границе раздела более
жесткого материала 1 с менее жестким материалом 2:
а — схема течения: УВ — падающая ударная волна; ОУВ — отраженная волна
разрежения; ПУВ — преломленная ударная волна; б — ударно-полярная диа-
грамма определения начальных параметров: УЩ и УП2 — ударные поляры соот-
ветственно материала / и материала 2;Ш\ — поляра разгрузки материала 1
метры определяются координатами точки С пересечения ударной
поляры УП2 с полярой разгрузки ПР1 материала 7, сжатого удар-
ной волной. И наконец, если параметры падающей ударной волны
в точности соответствуют точке А, то реализуется «безотража-
тельное» преломление ударной волны на границе раздела — в ма-
териал 1 не отражаются ни ударные волны, ни волны разрежения.
Исходя из требования стационарности течения, логично предпо-
ложить, что при нерегулярном отражении ударной волны от гра-
ницы раздела образующаяся маховская ударная волна будет на-
клонена к границе раздела под углом, обеспечивающим «безотра-
жательный» характер ее взаимодействия с материалом 2, а
параметры отраженной ударной волны определятся из условия
согласования течения за фронтом падающей ударной волны и
Фронтом маховской ударной волны.
На рис. 1.27 приведены схема течения, возникающего при
Преломлении косой ударной волны на границе раздела более жест-
кого материала 1 с менее жестким материалом 2 и соответствующая
еЙ ударно-полярная диаграмма. Независимо от угла падения в мате-
Риале 2 будет распространяться ударная волна, а в материале 1 —
в°лна разрежения. Начальные параметры на границе раздела опре-
деляются координатами точки В пересечения ударной поляры УП2
95

с полярой разгрузки ПРЬ исходящей из точки 5Ь находящейся на
ударной поляре УП1 и соответствующей состоянию вещества за
фронтом падающей ударной волны.
Необходимо иметь в виду, что при переходе ударной волны
из более жесткого в менее жесткий материал существует критиче-
ский угол падения фкр ударной волны на границу раздела, при пре-
вышении которого отраженная волна разгрузки отделяется от гра-
ницы раздела и процесс преломления становится нестационарным
[20]. Это происходит вследствие того, что в системе координат,
связанной с точкой К пересечения ударной волны с границей раз-
дела материалов, при ср > фкр течение за фронтом падающей удар-
ной волны становится дозвуковым и фронт отраженной волны
разрежения уже не может занять стационарного положения. Ра-
венству ф = фКр соответствует касание поляры разгрузки более же-
сткого материала и ударной поляры менее жесткого материала.
Используя соотношение для скорости звука (1.21) для угла фкр,
нетрудно определить, что
с*§фкр =фув -и)Оу2в[Ьи(20ув +Ьи)]т
Условия совместности на границе раздела требуют равенст-
ва давлений отраженной и преломленной волн и параллельности
потоков, но равенства скоростей потоков не требуется. Поэтому
параллельные границе раздела компоненты векторов скоростей
потоков могут различаться, т. е. граница раздела может представ-
лять собой контактный разрыв.
Определение начальных параметров нагружения при
скользящей детонации. Ранее был рассмотрен приближенный
метод определения начальных параметров нагружения при сколь-
зящей детонации, когда фронт детонационной волны перпендику-
лярен поверхности нагружаемого тела. С помощью ударно-
полярного метода начальные параметры могут быть определены
более точно. Схема возникающего при скользящей детонации те-
чения в системе координат, связанной с точкой К пересечения
фронта детонационной волны с нагружаемым телом, приведена на
рис. 1.28 и включает в себя: в продуктах детонации — фронт дето-
национной волны, косую волну разрежения Прандтля — Майера и
область стационарного течения; в нагружаемом материале — ко-
сую ударную волну и область стационарного течения. В волне
96

рис. 1.28. Схема течения, возникающего при скользящей детонации:
I — ВВ; 2 — исследуемая среда; 3 — область волны разрежения Прандтля —
Майера
разрежения линии тока поворачиваются на угол 0 и становятся
параллельными границе раздела. Взаимосвязь давления продуктов
детонации с углом 9 называют полярой разгрузки продуктов дето-
нации. Уравнение поляры разгрузки политропных продуктов де-
тонации имеет вид [31, 32]
Если боковая поверхность заряда ВВ граничит с вакуумом,
то угол поворота потока продуктов детонации 0 достигает макси-
мума, а давление, плотность и скорость звука — нулевого значе-
ния. Из (1.22) в этом случае следует выражение для максимального
Угла разлета продуктов детонации в вакуум 0тах:
Для продуктов детонации ВВ высокоплотных зарядов к = 3 и
®щах = 37,3°. Если заряд ВВ граничит с конденсированным мате-
риалом, то начальные параметры ударной волны, распространяю-
щейся в материале, определятся координатами точки пересечения
П(>ляры разгрузки ПР (1.22) с ударной полярой УП (1.18) нагру-
к-\
Рч—ж
Р )
-1
(1.22)
4^1483
97

жаемого материала (рис. 1.29). Определенные таким образом зна-
чения давления косой ударной волны приведены в табл. 1.12 [18].
Таблица 1.12
Значения давления косой ударной волны при нагружении
различных металлов скользящей детонационной волной
в зависимости от плотности заряда ВВ и скорости детонации
вв
ТГ 50/50
Состав Г-75
Гексоген
Состав В
ТНТ
Рвв,
г/см3
1,67
1,55
1,0
1,68
1,6
А
км/с
7,6
7,8
6,0
7,7
6,9
Давление косой ударной волны р, ГПа,
при нагружении
стали
17,3
16,4
9,95
19,6
меди
18,4
17,4
10,5
20,5
13,3
титана
16,5
15,7
9,8
алюминия
16,4
16,7
10,3
18,9
12,5
Рассчитанные значения угла поворота границы раздела ма-
лы и составляют несколько градусов. Поэтому использование
менее громоздкой приближенной методики определения началь-
ных параметров нагружения при скользящей детонации дает хо-
рошие результаты.
Ограничение использования
ударно-полярного метода для опре-
деления начальных параметров на-
гружения связано с нарушением ус-
ловия стационарности течения на
границе раздела. Необходимое усло-
вие стационарности течения заклю-
чается в том, чтобы скорость детона-
ции превышала скорость звука в ма-
териале. Именно при выполнении
этого условия возможно существова-
ние течения, при котором ударная
волна, распространяющаяся в мате-
риале, присоединена к точке пересе-
чения фронта детонационной волны с
границей раздела. В противном слУ'
чае ударная волна будет опережать
ч-ж
Рис. 1.29. Ударно-полярная
диаграмма определения на-
чальных параметров удар-
ной волны при скользящей
детонации:
УП — ударная поляра; ПР —
поляра разгрузки
98

фронт детонационной волны и оказывать предварительное воздей-
ствие на ВВ, уплотняя его (см. рис. 1.9). Наиболее характерна та-
кая ситуация для детонации промышленных ВВ, скорость детона-
ций которых часто не превышает скорость звука в металлах и
сплавах. Для высокоплотных зарядов мощных ВВ, имеющих ско-
рость детонации 8... 9 км/с, не удается обеспечить стационарность
течения на границе раздела с такими материалами, как плотные
керамики, бериллий и его сплавы. В этих материалах скорость
звука составляет 10... 12 км/с. На ударно-полярной диаграмме в
этом случае ударная поляра нагружаемого материала располагает-
ся ниже поляры разгрузки продуктов детонации ВВ.
1.4. Метание тел продуктами детонации
при взрыве заряда ВВ
Функционирование многих технологических взрывных уст-
ройств основано на метании пластин и оболочек различной формы
продуктами детонации ВВ. В общем случае задача о метании тел
продуктами детонации ВВ является сложной трехмерной неста-
ционарной задачей механики сплошных сред, в которой необхо-
димо учитывать не только сжимаемость, но и прочность метаемых
тел. Полное решение такой задачи возможно только численными
методами и требует при современном уровне развития численных
методов и вычислительной техники больших затрат времени, не
приемлемых для инженерной практики. Более доступными для
численного анализа оказываются одномерные и двумерные задачи
о метании пластин и оболочек продуктами детонации при взрыве
заряда ВВ. Однако, несмотря на известный прогресс, достигнутый
в численном решении таких задач [9, 18, 39], в инженерной прак-
тике сохраняется потребность в простых расчетных методиках,
позволяющих быстро и с приемлемой точностью рассчитывать
скорости метания пластин и оболочек с учетом основных конст-
руктивных особенностей и характеристик взрывных устройств.
Далее кратко рассмотрены некоторые аналитические и эмпириче-
°Кие зависимости, часто употребляемые для определения скоро-
°Тей метания пластин и оболочек в технологических взрывных
^тройствах. Обзор методов высокоскоростного метания компакт-
Ь1Х тел продуктами детонации ВВ дан в работе [39].
4*
99

1.4.1. Энергетический кинематический подход
Наиболее простой и распространенной моделью, позволяю-
щей получить конечные зависимости для скорости метания тел
продуктами детонации ВВ, является одномерная энергетическая
кинематическая модель, которую связывают с именами Р. Гарни,
К.П. Станюковича, Г.И. Покровского. Эта модель обычно приме-
няется для анализа либо плоского метания параллельных пластин
толщинами 81 и 82, между которыми расположен заряд ВВ толщи-
ной /г, либо метания цилиндрических или сферических оболочек,
наполненных ВВ. Основные упрощающие предположения модели
состоят в следующем:
— детонация в метающем заряде ВВ массой гпВв происходит
мгновенно, при этом выделяется теплота взрыва <2\
— под действием продуктов детонации метаемые пластины
массой т и оболочки массой М начинают ускоряться, а в продук-
тах детонации возникают сложные волновые процессы; на позд-
них стадиях разгона метаемые тела приобретают максимальные
скорости: пластины — 1/х и 1/29 а оболочки — V; в продуктах де-
тонации устанавливается равновесное состояние с некоторой сред-
ней плотностью р, уменьшающейся с течением времени;
— распределение массовой скорости продуктов детонации
предполагается известным: линейным или параболическим; на по-
верхности пластины или оболочки скорость продуктов детонации
равна скорости метаемых тел;
— в кинетическую энергию движения продуктов детонации
и метаемых тел переходит только часть выделившейся при дето-
нации ВВ энергии Ее = С,(), где коэффициент реализации энергии
взрыва С, < 1, а остальная энергия остается в основном в продук-
тах детонации в виде внутренней энергии, а также затрачивается
на деформирование и разрушение оболочек и преодоление со-
противления окружающей среды (энергию Ес называют энергией
Гарни).
Этих предположений оказывается достаточно, чтобы с по-
мощью законов сохранения импульса и энергии получить зависи-
мости скорости метания тел от основных конструктивных харак-
теристик схем метания. Для схемы несимметричного метания пла-
стин и линейного распределения скорости продуктов детонаций
эти зависимости имеют вид [18]
100

^1=7^0 I X? ;
3+Гн1+?Г^(Гн1+2Гн2+6)
Гн1 (г„2+2) С1-24)
Здесь гН1 и гН2 — коэффициенты нагрузки, определяемые основ-
ными конструктивными характеристиками схемы метания:
г =РВВ^. „ = РвВА
р161 р2б2
где рь р2 — плотности материалов метаемых пластин.
Если одна из метаемых пластин отсутствует, то 1/гн2 = 0 и из
(1.24) имеем следующее выражение для скорости метания пластины:
Зг?
Щ=4ЩА 2 " . (1-25)
где
г =Рвв^
РА
При стремлении массы метаемой пластины к нулю (1/гн -> 0)
по зависимости (1.25) можно определить максимальную скорость
истечения итах продуктов мгновенной детонации в вакуум. Со-
вершая в (1.25) предельный переход при \/гн -> 0, получаем
Если эту зависимость подставить во второе соотношение (1.24)
вместо скорости 1/29 то взамен (1.25) можно получить другую
формулу для определения скорости метания пластины IIх:
Ц=««-^г = ^--^г- (1-26)
гн+2 ги+2
Нетрудно увидеть, что при гн « 1 значения скоростей метания пла-
стин, определяемых с помощью зависимостей (1.25) и (1.26), будут
"Лизки между собой, но последняя зависимость проще.
101

Некоторые трудности существуют при определении энергии
Гарни. В большинстве отечественных исследований для определе-
ния энергии Е0 использовалось приближенное соотношение, вы-
текающее из политропного уравнения состояния продуктов дето-
нации и соотношений теории детонационных волн:
Е°=фту (и7)
где В — скорость детонации; к — показатель политропы продук-
тов детонации. Для высокоплотных зарядов ВВ А:« 3. Для зарядов
промышленных порошкообразных ВВ плотностью около 1 г/см3
** 2,0...2,2.
Энергию Гарни можно определить экспериментально, изме-
ряя скорости метания пластин или цилиндрических оболочек в
условиях, близких к одномерным. Тогда, используя зависимости
для асимптотической скорости метания и определенные в экспе-
риментах значения скорости метания, не представляет труда рас-
считать значения Ес. Сопоставление полученных таким образом
значений энергии Гарни и теплоты взрыва зарядов различных ВВ
показало, что при больших степенях расширения продуктов дето-
нации для большинства зарядов промышленных ВВ Е0 « 0,7<2 [16].
В этой связи интересно отметить, что более точное соответствие
между скоростью детонации Б и калориметрической теплотой
взрыва (2 для высокоплотных зарядов ВВ достигается не при к = 3,
а при к = 2,5...2,7. От этих значений к следует отличать значение
показателя политропы продуктов детонации, определяемое для
идеальной детонации в точке Чепмена — Жуге (см. разд. 1.1).
Для полноты изложения приведем формулы для расчета
скоростей метания пластин в случае применения схемы симмет-
ричного метания, когда метаемые пластины одинаковые (распре-
деление массовой скорости продуктов детонации линейное):
1 2 V °Ь+ги ЛРГ^б+ъ'
скоростей метания цилиндрических оболочек:
102

скоростей метания сферических оболочек:
Максимальные скорости метания, равные скорости истечения про-
дуктов детонации в вакуум, получаются из приведенных зависи-
мостей предельным переходом при \/гн -> 0. Для плоскосиммет-
ричного метания итах = ^6ЕС, для осесимметричного метания
итах = у]4Ес, для центральносимметричного метания г/тах =
^^10Е(3/3. Таким образом, полученные значения г/тах зависят не
только от термогазодинамических свойств продуктов детонации,
но и от геометрии схемы метания.
Политропному уравнению состояния продуктов детонации
соответствует уравнение изоэнтропы р = Арк9 в котором постоян-
ная А определяется начальным состоянием продуктов детонации.
При известной геометрии схемы метания плотность продуктов де-
тонации р в случае их равновесного расширения может быть свя-
зана с текущим значением внутреннего радиуса оболочки К, что
позволяет записать уравнение ее движения с учетом сил прочност-
ного сопротивления ее деформированию и динамического сопро-
тивления окружающей среды [1, 39]. Запишем это уравнение для
тонкой цилиндрической оболочки:
М + ^
^ о/- _ \ ^сРс^2
^-*(Р-Л.)-С^. (1-28)
где 5 — площадь оболочки; рСОпр — прочностное сопротивление
Деформированию оболочки; Сх — коэффициент лобового сопро-
тивления; рс — плотность материала среды, в которой расширяет-
ся оболочка. Предполагается, что динамическое сопротивление
окружающей среды определяется скоростным напором рс1>2/2.
Для идеально пластичного материала оболочки рсопр = У8/К, где
^ — динамический предел текучести. Площадь поверхности обо-
лочки 5 и ее толщина зависят от текущего значения ее внутреннего
Радиуса:
103

5-5 А.
8 = 80"Т-'
Ко
К
где Яо, К0, 80 — начальные значения площади, внутреннего радиу-
са и толщины оболочки. Зависимость давления продуктов детона-
ции на оболочку при к = 3 от ее внутреннего радиуса в соответст-
вии с уравнением изоэнтропы примет вид
Л6
где р0
2(* + 1)
— начальное давление продуктов детонации.
Подставляя записанные выражения в исходное дифференци-
альное уравнение (1.28) и интегрируя его, получаем соотношение
для зависимости скорости метания оболочки от ее координаты [1]:
V =
Я 2г
272^2
+ г
/
'ЯЛ
Ч^оу
(1.29)
где
/
^
чЛоу
= ехр
-5
'*>
VКо^
1+2АВ+2В-
/ \4
\Ко;
■25
'Я^
К
А = -
47
гф1
\Къ)
В =
+ 4Л1п 2АВ
гАл2
2СхРсг
Рвв(2 + ^)'
Если динамическим сопротивлением окружающей среды
можно пренебречь, то В = 0 и конечная скорость метания оболочки
с учетом ее прочности может быть определена с помощью соот-
ношения
у=у0 1-4Л1п^=г;0 1—1^5-иА
(1.30)
104

где 1)0 — скорость оболочки без учета ее прочности; Кр — радиус
разрушения оболочки.
В практике проектирования и анализа функционирования
технологических взрывных устройств различного назначения час-
то встречаются задачи о нахождении скоростей метания напол-
ненной ВВ короткой цилиндрической оболочки с торцовыми
крышками или пластин ограниченных поперечных размеров, меж-
ду которыми находится слой ВВ. Расчет скоростей метания в од-
номерном приближении с помощью зависимостей (1.29) и (1.30)
дает значения скоростей, значительно превышающие значения,
определенные экспериментально. Основная причина такого рас-
хождения заключается в том, что при расчете не учитываются не-
одномерные эффекты истечения продуктов детонации ВВ из ци-
линдрической оболочки метающего заряда в осевом направлении
или из-под метаемых пластин в боковых направлениях.
Проанализируем возможность использования энергетиче-
ского кинематического подхода к расчету скоростей оболочек и
пластин при двумерных схемах метания на примере метания про-
дуктами детонации ВВ цилиндрических оболочек с торцовыми
крышками [26]. Исходным для анализа является уравнение сохра-
нения энергии:
„ МЛ)2 М1]1 „ /101Ч
^вв^о =-^ + 2^—+ ^кин, (1.31)
где Мг — масса цилиндрической оболочки; М2 — масса торцовой
крышки (предполагается, что торцовые крышки имеют одинако-
вые массы); V, V — скорости метания соответственно оболочки и
торцовых крышек; Екин — кинетическая энергия продуктов дето-
нации.
При двумерном разлете вектор массовой скорости продуктов
Детонации и можно разложить по координатным осям г и 2 на два
составляющих вектора иг и и2:
и = иг + иг.
В соответствии с этим кинетическая энергия продуктов детонации
^кин распадается на две составляющие: кинетическую энергию ра-
диального движения продуктов детонации Ек„н г и кинетическую
э**ергию осевого движения продуктов детонации ЕКИН 2:
105

^кин ^кин г
+ ЕК
Задаваясь распределениями массовых скоростей иг и иг по
координатным осям г и т.
иг=Чг
Г г\
щ=и/.
2
7
где /г
^гЛ
УКо;
Л|7
функции распределений радиальной и осе-
вой компонент вектора массовой скорости продуктов детонации
соответственно по радиусу и вдоль оси; К0 — начальный радиус
заряда ВВ (совпадает с начальным внутренним радиусом оболоч-
ки); / — начальная длина заряда ВВ, получаем выражения для ки-
нетических ЭНерГИЙ ^кин г И Екии г'
АсИН 2 ~ Ъ2тВВУ 9
где
*••*№
^-тт
I '
Тогда уравнение сохранения энергии (1.31) примет вид
.V2
V2
^вв^с ={К +Ктвв)— + {2К +2^твв)—•
(1.32)
Воспользуемся уравнением (1.32) для анализа разлета продук-
тов детонации из безоболочечного заряда ВВ, когда М2 = Мг = 0.
Так как массы оболочки и торцовых крышек равны нулю, то вся
энергия ВВ переходит в кинетическую энергию продуктов детона-
ции. Предполагая равенство максимальных скоростей истечения
продуктов детонации с торцовой и радиальной поверхностей итах =
106

= Ьтах (первоначально продукты мгновенной детонации покоятся),
для Итах можно получить выражение
"-=й °-33)
или, используя соотношение (1.27), можно записать
1 Р
$г+$/ ^2(к2-\)
В табл. 1.13 приведены значения итах при двумерном разле-
те продуктов детонации.
Таблица 1.13
Значения параметров разлета продуктов детонации при линейном
и параболическом распределениях массовых скоростей
Параметр
^тах
/Г
р
__ -^КИН 2
Распределение массовых скоростей
линейное
1/6
1/4
у12АЕ0
0,6тввЕо
0,4тВвЕо
параболическое
1/10
1/6
фЛ5Ес
0,625тВв#<з
0,315тввЕо
Так как кинематика разлета продуктов детонации задана, то
распределение энергии по направлениям разлета является фикси-
рованным. Значения ЕКИН г и #Кин * зависят только от принятых рас-
пределений массовых скоростей иг и иг по координатным осям г и
*• При линейном и параболическом распределениях массовых ско-
ростей независимо от удлинения заряда ВВ около 60 % всей энер-
гии (а следовательно, и массы заряда ВВ) разлетается в радиаль-
ном направлении, а 40 % — в осевом. Это, конечно, серьезный не-
достаток прямого использования модели Гарни — Станюковича —
Покровского для анализа двумерного разлета продуктов детона-
ции. Чтобы устранить этот недостаток, необходимо в функции
Распределений массовых скоростей /г и /2 ввести геометрическую
'♦тау
107

характеристику заряда ВВ — удлинение к = //7?0, а это уже при-
ведет к концепции активных масс. Пусть т™Вг и 2гп™В2 — актив-
ные массы продуктов детонации, разлетающихся в радиальном и
осевом направлениях соответственно. Задавшись общепринятым
механизмом формирования активных масс (разлет продуктов де-
тонации происходит в направлении нормалей к поверхностям, ог-
раничивающим заряд ВВ), нетрудно показать, что соотношение
этих масс равно:
<Вг 3
2<в,
=—к-1 при к > 2;
™пп г 6к - К2 ^ _
—Ш*- = при к < 2.
2<Вх 12-к2-6к
В то же время с учетом энергетического кинематического подхода
для отношения активных масс получим следующее выражение:
твв г _ъг
Таким образом, совместное использование концепции ак-
тивных масс и кинематического энергетического подхода накла-
дывает следующие ограничения на значения отношения %г\%2\
(1.34)
Теперь уже нельзя независимо друг от друга определить парамет-
ры \г и \г. Если, например, радиальное распределение массовых
скоростей выбрано линейным {Ъ,г = 1/4), то из (1.34) следует, что
при к = 2 \х = 1/8, что ближе к параболическому распределению
массовой скорости в осевом направлении, для которого \2 = 1/10.
Интересно отметить, что согласно (1.34) как линейное, так и пара-
болическое распределения массовых скоростей продуктов детона-
ции по обоим направлениям разлета реализуются при к < 2 (ли-
нейное — при к « 1,64, а параболическое — при к « 1,74).
к
3 , ^0
= —к-1 при к> 2;
2
6к-к2
— 1ТПТТ 1
12-к2-6к
108

Переходя к анализу двумерной схемы метания наполненной
ЗВ цилиндрической оболочки с торцовыми крышками, будем счи-
тать значения \г и \2 известными. Тогда для определения скорости
тетания оболочки V из уравнения (1.32) остается найти взаимо-
связь между скоростью V и скоростью метания торцовых крышек \].
Обычно для нахождения взаимосвязи между параметрами V и II
используется равенство значений удельных импульсов давления
продуктов детонации, действующих на цилиндрическую оболочку
и на торцовые крышки. Тогда в соответствии с этим подходом и с
учетом присоединенной массы продуктов детонации можно запи-
сать следующую систему уравнений:
(Мг+2Ь,твв)'й = 5гр;
(2М2+2$2твв)0 = 52р,
где 8Г и 8г — площади цилиндрической и торцовой поверхностей
заряда соответственно; р — давление продуктов детонации. Из
этих уравнений следует искомая взаимосвязь между параметрами
УиЦ:
V = 2М2 + 2^2твв 8, = гнг 1 + 2гнД2 ^
V Мг +2^етвв 82 гН2 1 + 2гнД '
где гнг = твв/Мг — радиальный коэффициент нагрузки; гН2 =
= твв/(2М2) — осевой коэффициент нагрузки. Совместное реше-
ние уравнений (1.32) и (1.35) позволяет определить скорость мета-
ния оболочки V:
V = 12Е I Гу{г
V к2гиг1 + 2^гН2
(1.36)
Асимптотические значения скорости метания оболочки V
при гн 2 -> О (М2 -> оо), а также при к -» оо, когда торцовые эффек-
ты не существенны, равны значению скорости оболочки при од-
номерной схеме метания:
109

Не противоречит физическим представлениям и значение V
при гн 2 -» оо (Мг = 0):
У = ЛЁ^1—^ р \= =• (1.37)
Таким образом, последовательное использование энергети-
ческого кинематического подхода, концепции активной массы и
гипотезы мгновенной детонации ВВ метающего заряда позволило
получить выражение (1.36) для определения скорости метания
оболочки с учетом массы торцовых крышек и удлинения заряда
ВВ. Остается нерешенным вопрос о правомерности использования
приведенных в табл. 1.13 значений параметров \г и Ъ,г или ограни-
чений на значения их отношения (1.34), справедливых для безобо-
лочечного цилиндрического заряда ВВ. Наличие у заряда ВВ обо-
лочки и торцовых крышек изменяет распределение масс тПдг и
#*пдг продуктов детонации, разлетающихся в радиальном и осевом
направлениях. Заранее можно предположить, что использование
значений \г и \2, приведенных в табл. 1.13, вполне допустимо,
особенно в случае малых значений гнгигн 2, так как взаимосвязь
(1.35) между параметрами II и V ослабляет их влияние на конеч-
ную скорость метания оболочки. В то же время такого предполо-
жения относительно соотношений (1.34) сделать нельзя, так как
перераспределение массы продуктов детонации между массами
гпПдг и 2тПд2 может быть обязано не столько форме заряда,
сколько соотношению между массой цилиндрической оболочки
Мг и массой торцовой крышки М2.
Асимптотические значения тпдг и тПд2 для предельных
характеристик взрывных устройств будут следующими:
— для безоболочечного заряда ВВ при Мг = М2 = 0 гн г -> оо,
гНг->ооитПдг= ™ввг> "*пдг= т^2\
— если торцовые крышки неподвижны (их масса бесконечно
велика), то все продукты детонации разлетаются в осевом направ-
лении, т. е. при Мг -> оо ги 2 = 0 и тПд 2 = 0, тПд г = #*вв;
— если оболочка имеет бесконечно большую массу, то все
продукты детонации разлетаются в осевом направлении, т. е. при
Мг -» оо гнг = О, тПд2 = тВв, а тПдг = 0.
ПО

Анализ имеющихся расчетных и экспериментальных данных
позволяет предложить следующую зависимость для массы про-
дуктов детонации, разлетающихся в осевом направлении:
тПд2=т,
ак
ВВ*
1 —
1 + Хк
Н2 У
т,
вв
ак
| | тВВг
-1
1 + кг„
(1.38)
Зависимость (1.38) учитывает все параметры, определяющие
процесс метания, и удовлетворяет перечисленным выше асимпто-
тическим условиям.
Для определения скорости метания оболочки V воспользуем-
ся законом сохранения массы, согласно которому тПдг = тВв -
-2тпдг, и формулой Гарни для активного коэффициента нагрузки
гТг = тпдг/^г- После преобразований можно получить следую-
щую зависимость для скорости метания оболочки (к > 2):
"■^ё.
1-
2Ъ-нг(гнг+з)
(1 + Хгнг)(1 + кгнг)
1-
2ХгН2(гнг+з)
(1.39)
(2 + гнг)(\ + ХгН2)(\ + кгнг)
Зависимость (1.39) в отличие от (1.36) является удачной ап-
проксимацией известных экспериментальных и теоретических
Данных для диапазонов значений гнг = 0,3...0,6, гН2 = 0,75...2,0 и
к= 1,5.. .2,5.
С помощью аналогичных рассуждений можно получить
расчетные зависимости для определения скорости метания пла-
стин и для плоских схем метания. После определения с помощью
зависимостей (1.24) скоростей метания пластин С/,-(1) (/ = 1, 2 —
Номер пластины) в одномерном приближении находят толщины
*1 и Н2 слоев ВВ, продукты детонации которых разлетаются в на-
правлениях соответственно первой и второй пластин. При линей-
ном распределении скоростей продуктов детонации ВВ-метаю-
щего заряда
111

к2=к-к].
Далее рассчитывают активные коэффициенты нагрузки г™. =
= Р<Д-/(р/8/1). Боковое выдувание продуктов детонации из-под
пластин учитывают с помощью параметров выдувания щ9 которые
определяют, задавая распределения скоростей вдоль направления
метания (^-направление) и в боковом направлении (г-направ-
ление):
где Ф — параметр формы метаемых пластин. Для пластин пря-
(а + Ь)кп
моугольной формы размером ахЬ параметр Ф = - —, где
аЪ
п= 1...2 — подгоночный параметр. Скорости метания пластин С//2)
с учетом двумерных эффектов бокового выдувания продуктов де-
тонации определяют с помощью соотношения С//2) =С//1)/и>;..
Сравнение расчетных данных с экспериментальными [26, 27] по-
казывает, что удовлетворительное согласие рассчитанных и экспе-
риментально определенных значений скорости метания достигает-
ся при ^=-> 5г=тг> л = 1,4.
1.4.2. Метание пластины продуктами детонации
при нормальном падении детонационной волны
на поверхность пластины
Решение одномерной задачи газовой динамики о метании
несжимаемой пластины продуктами детонации ВВ высокоплотно-
го заряда (к = 3) при нормальном падении детонационной волны
на поверхность пластины приведено в работе [39]. В соответствии
с этим решением асимптотическая скорость метания пластины
может быть определена с помощью соотношения
112

и = й
27 \_
16 'г.
1 +—к. -1
27 н
32
1 + — гн-1
= Р\ 27 —. (1.40)
' 32 ,
1 + — гн +1
27 н
Для промышленных смесевых ВВ, обычно используемых при
сварке взрывом, лучшее согласие расчетных данных с эксперимен-
тальными получается, если значение скорости метания пластины,
рассчитанное с помощью (1.40), увеличить в 1,2 раза [18].
Выполненная авторами работы [9] серия двумерных числен-
ных расчетов торцового метания пластин позволила сделать вывод
о возможности использования соотношения (1.40) для расчета
скорости метания пластины и при двумерном разлете продуктов
детонации путем введения вместо одномерного коэффициента на-
грузки гн = твв/М некоторого эффективного коэффициента на-
грузки г„ф, который можно определить, пользуясь понятием ак-
тивной массы заряда ВВ. Для вычисления активной массы заряда
ВВ т™в использовалось соотношение, интегрально учитывающее
форму заряда ВВ,
с
ак ^к
твв ~~Т"твв'
где 5 — общая площадь поверхности заряда ВВ; 5К — начальная
площадь поверхности контакта заряда ВВ и пластины. При одно-
мерном метании пластины продуктами детонации плоского заряда
ВВ 5 = 25к, #*вв= твв/2> ^нФ= 2г*к = гн. При метании пластины
продуктами детонации безоболочечного цилиндрического заряда ВВ
гэф _ ~ ак _ ^п
я0+л
где #0 — радиус основания заряда; Н — высота заряда.
1.4.3. Соотношения для двумерных стационарных
моделей метания
Рассмотренные в подразд. 1.4.1 и 1.4.2 методы позволяют рас-
считать скорости метания тел по нормалям к их поверхностям. Плас-
^ны и оболочки при метании в режиме скользящей детонации по-
113

Рис. 1.30. Схема разгона пластины при скользящей детонации
ворачиваются на некоторый угол Р, а вектор конечной скорости
оказывается неперпендикулярным к их поверхностям. При метании
протяженных в направлении распространения детонационной вол-
ны пластин и оболочек процесс метания в системе координат, свя-
занной с точкой К пересечения фронта детонационной волны с по-
верхностью метаемого тела, можно считать стационарным. В общем
случае стационарный процесс разгона пластины или оболочки
цредставлен на рис. 1.30. Для получения соотношений между ко-
нечными значениями скорости метания V и угла поворота р пласти-
ны криволинейный участок можно не рассматривать (рис. 1.31, а).
В системе координат, связанной с точкой К пересечения фронта де-
тонационной волны с поверхностью пластины, процесс метания эк-
вивалентен натеканию материала пластины на точку К со скоростью
1>/8т<р (ф — угол наклона фронта детонационной волны к по-
верхности пластины) и последующему повороту потока на угол р
(рис. 1.31, б). Для несжимаемой пластины скорость вытекания ма-
териала пластины из точки К также равна Э/ът ф. В неподвижной
системе координат скорость пластины I/ равна векторной разности
значений скорости вытекания материала пластины из точки К и
скорости натекания его на точку К (см. рис. 1.31, б). Исходя из это-
го, получим соотношение, связывающее кинематические параметры
движения пластины или оболочки:
Р = 2агс8т —5Шф . (1.41)
114

81Пф
а б
Рис. 1.31. Схема стационарного процесса разгона пластины в системе
координат, связанной с точкой К пересечения фронта детонационной
волны с поверхностью пластины:
ОУВ — отраженная ударная волна
При ф = 90° (скользящая детонация)
В = 2агс81п—;
2
(1.42)
Из геометрических построений следует, что вектор скорости
пластины направлен по биссектрисе угла, образованного нормаля-
ми к исходному и конечному положениям метаемой пластины.
Рассмотренный подход связывают с именем английского ученого
Дж. Тейлора. Полученные соотношения при известной скорости
детонации позволяют по измеренной или рассчитанной скорости
метания пластины определить угол ее поворота либо по известно-
му углу поворота рассчитать скорость метания пластины. Формула
Для определения угла р поворота пластины в точке А (см. рис. 1.30) в
зависимости от коэффициента нагрузки гн и смещения пластины у
по нормали к ее исходному положению имеет вид [18]
К 2
к + \
к-\
-1
г„+ам+ЬмЪ/у
(1.43)
и асимптотически непротиворечива: р = 0 при у = 0, что естествен-
а° для метания несжимаемой пластины; при г„ = 0 угол поворота
истины р равен максимальному углу разлета продуктов детона-
115

ции в вакуум (1.23): Р = 0тах. Обработка большого количества ре~
зультатов численных расчетов и экспериментов по метанию пла~
стин применительно к условиям сварки взрывом позволила опре-
делить постоянные ам и Ьш одинаковые для всех изученных ВВ, а
также показатель политропы к: ам = 2,71; Ьм = 0,184; к = 2,8; 2,5;
2,2 соответственно для порошкообразного гексогена, аммонита
№ 6ЖВ и смеси аммонита № 6ЖВ с гранулированной аммиачной
селитрой (в пропорции 50/50) при плотности заряда ВВ 1 г/см3
[18]. Этим ВВ при указанных значениях к соответствуют следую-
щие значения угла разлета продуктов детонации в вакуум 0тах;
~4Г; -48° и -57°.
Определенные таким образом показатели политропы являют-
ся подгоночными параметрами, наилучшим образом согласующими
результаты экспериментов и расчетов конечной скорости и формы
метаемой пластины. Поскольку в большинстве технологических
взрывных устройств заряды ВВ детонируют в режиме неидеальной
детонации (скорость детонации В зависит от толщины слоя ВВ, ха-
рактера его ограничения, дисперсности компонентов), то даже для
одного и того же взрывчатого состава показатель политропы оказы-
вается зависимым от скорости детонации. В работе [7] установлено,
что с уменьшением значения й
значение к несколько уменьшает-
ся. На рис. 1.32 приведена зави-
симость к(В) для некоторых про-
мышленных ВВ [16].
В работе [7] таким же об-
разом определены показатели
политропы для взрывчатых со-
ставов, используемых при сварке
взрывом: для АТ-1 к = 2,45; для
А-2Г к = 1,9; для 6ЖВ/КаС1 56/44
к = 2,35 (здесь приведены средние
значения).
Решение ряда практичес-
ких задач, в частности сварки
взрывом с малыми зазорами ме-
жду свариваемыми пластинами,
ударноволновой сварки и др.,
потребовало более тщательного
Д км/с
Рис. 1.32. Обобщенная зависи-
мость показателя политропы от
скорости детонации для некото-
рых промышленных ВВ (прямая
построена по измеренным значе-
ниям р с использованием форму-
лы (1.43)):
■ — аммонит скальный № 1; ▲ —
смесь аммонита № 6ЖВ с гранулиро-
ванной аммиачной селитрой (в про-
порции 50/50); о — аммонит № 6ЖВ
116

исследования начальной стадии разгона метаемой пластины, когда
нельзя пренебречь сжимаемостью материала пластины. Если ско-
рость детонации превышает скорость звука в материале метаемой
пластины, то при метании скользящей детонационной волной пер-
воНачально пластина нагружается косой ударной волной, присое-
диненной к точке пересечения детонационной волны с поверхно-
стью пластины. Выход этой ударной волны на свободную поверх-
ность пластины приводит к ее скачкообразному ускорению и
повороту на некоторый угол р0. При малой толщине пластины
можно пренебречь затуханием ударной волны. Тогда начальный
угол поворота пластины будет равен удвоенному углу поворота
потока за фронтом косой ударной волны: р0 = 29. Угол 6 может
быть определен ударно-полярным методом (см. подразд. 1.3.3).
Если скорость детонации ВВ метающего заряда не превышает
скорость звука в материале метаемой пластины, то ударно-полярным
методом воспользоваться нельзя. В этом случае оценить угол поворо-
та пластины можно, найдя массовую скорость на фронте ударной
волны, распространяющейся в пластине, с помощью приближенного
метода определения начальных параметров при нагружении мате-
риала по схеме СДВ (см. подразд. 1.3.1). Пусть определенная та-
ким образом массовая скорость будет равна и. Тогда при выходе
ударной волны на свободную поверхность она приобретет ско-
рость 2и. Поскольку точка выхода ударной волны на свободную
поверхность перемещается вдоль нее со скоростью детонации Д
начальный угол поворота поверхности Ро будет равен
2и 2и ,л ...
Ро=агс1§— *—. (1.44)
Для высокоплотных зарядов широко распространенных бри-
зантных ВВ получены следующие результаты экспериментов и
расчетов [21]: для алюминиевых пластин р0 « 15°, для стальных
пластин Ро « 9°, для танталовых пластин р0 « 6°. При метании мед-
ных пластин толщиной 8 = 4 мм продуктами детонации зарядов ам-
монита № 6ЖВ толщиной к = 6 мм (г„ = 0,17, В = 3,32...3,52 км/с)
ПолУчено Ро = 2,6°...2,7°, при метании алюминиевых пластин тол-
щиной 5 = 5 мм продуктами детонации таких же зарядов ВВ (гн =
^ 0,434, й = 2,66 км/с) получено р0 = 4,8° [24]. В процессе даль-
ейщего ускорения угол Р увеличивается от начального значения
117

Ро до конечного значения |Зкон, которое можно определить с по-
мощью соотношения
Ркон=2аГС81п
20 ^н+Ч+4,
(1.45)
В работе [24] изменение угла наклона пластины в зависимо-
сти от ее смещения у предлагается определять с помощью соотно-
шения
Р = Ро+(Рко„-Ро)
где эмпирическая постоянная С,« 2.
1-ехр -
^
(1.46)
1.4.4. Метание пластин через слой передающей среды
При обработке материалов взрывом нередки ситуации, когда
металлические пластины разгоняются через слои передающей сре-
ды различной толщины. Для предохранения пластины от разруше-
ния или повреждения ее поверхности продуктами детонации ис-
пользуются тонкие слои сжимаемых материалов — прокладки из
пластмасс, картона, резины, сукна и др. В этом случае для опреде-
ления кинематических параметров движения пластины достаточно
к массе метаемой пластины прибавить массу прокладки, что при-
ведет к некоторому уменьшению коэффициента нагрузки и, как
следствие, к уменьшению скорости метания.
При штамповке взрывом ускорение заготовки (тонкой ме-
таллической пластины) на начальной стадии осуществляется под
действием ударной волны, распространяющейся в передающей
среде. Как правило, масса передающей среды многократно пре-
вышает массу пластины и говорить об ее метании в обычном
смысле этого слова не приходится. Оценить скорость метания пло-
ской пластины при падении на ее поверхность слабой ударной
волны можно в акустическом приближении [45].
Пусть в передающей среде распространяется ударная волна
с экспоненциальным профилем
118

Р(0 = РувехР\
/
V
г
ЧР)
(1.47)
где /?ув — амплитуда ударной волны, известным образом завися-
щая от массы заряда ВВ, расстояния от заряда ВВ до пластины,
плотности и сжимаемости передающей среды; хЪр — характерное
время спада давления за фронтом ударной волны. Если в качестве
передающей среды используется вода, то соответствующие зави-
симости для параметров/7УВ и т§р можно найти в работе [39]. Ус-
корение пластины будет происходить под действием давления за
фронтом отраженной ударной волны. Поскольку отражение удар-
ной волны осуществляется от смещающейся пластины, то давле-
ние на ее поверхности в акустическом приближении будет равно
Р<щ>(*) = 2р(*)-Рсис>
(1.48)
где и — текущее значение скорости движения пластины; с — ско-
рость звука в передающей среде; рс — плотность материала среды.
Уравнение движения пластины под действием этого давления
можно записать следующим образом:
„Ли
р5—+ Рсси = 2/?увехр
ш
\ Х*р)
Интегрируя это уравнение, получаем соотношение для скорости
движения пластины в зависимости от времени:
и-
2р
УВХЬр
р8(1.-1)
ехр
^
/
- ехр
Л1>
ЧР)
(1.49)
гДе т|н =рсст6р/(р5) — своеобразный коэффициент нагрузки, рав-
ный отношению массы среды, ускоренной ударной волной, к мас-
се пластины.
Разгон пластины завершается в момент начала кавитации
Жидкости /кав, когда давление на пластине достигает нулевого зна-
ния. Подставив значение скорости движения пластины (1.49) в
3ависимость давления от времени (1.48) и приравняв полученное вы-
ражение нулю, найдем соотношение для определения времени /кав:
119

^кав ~ тбр
1пл„
Чн"1
Скорость движения пластины в момент времени /кав будет равна
Ч--^Л*. (1-50)
В последующие моменты времени I > /кав пластина отрывается от
передающей среды и ее дальнейшее движение осуществляется по
инерции со скоростью икав.
Аналогично решается задача о разгоне пластины скользящей
ударной волной.
Список литературы
1. Авиационные боеприпасы и их исследование / Под ред. Ф.П. Миро-
польского. М.: ВВИА им. Н.Е. Жуковского, 1996.
2. Андреев К.К., Беляев А.Ф. Теория взрывчатых веществ. М.: Оборон-
гиз, 1960.
3. Афанасенков А.Н. Экспресс-метод расчета параметров детонации и
работоспособность смесевых ВВ // Материалы Международной кон-
ференции «Ударные волны в конденсированных средах». СПб., 2002.
4. Барон В.Л., Кантор В.Х. Техника и технология взрывных работ в
США. М.: Недра, 1989.
5. Бацанов С.С. Твердофазные химические реакции в ударных волнах:
кинетические исследования и механизмы // ФГВ. 1996. № 1.
6. Беляев А.Ф., Налбандян А.Б. К вопросу о взрывчатых свойствах без-
газовых систем // Детонация конденсированных и газовых систем.
М.: Наука, 1986.
7. Бесшапошников Ю.П., Кожевников В.Е., Чернухин В.И., Пай В.В.
Метание пластин слоями смесевых ВВ // ФГВ. 1988. № 4.
8. Воскобойников И.М., Котомин А.А. Расчет параметров детонации
смесей ВВ с инертными добавками // ФГВ. 1985. № 5.
9. Высокоскоростное взаимодействие тел / В.М. Фомин, А.И. Гулидов,
Г.А. Сапожников и др. Новосибирск: Изд-во СО РАН, 1999.
10. Глушак Б.Л., Куропатенко В.Ф., Новиков С.А. Исследование прочно-
сти материалов при динамических нагрузках. Новосибирск: Наука.
Сиб. отд-ние, 1992.
11. Голубев В.К., Медведкин В.А. О нагружении преград взрывом низко-
плотного взрывчатого вещества // ПМТФ. 2000. № 3.
120

12. Голубев В.К., Новиков С.А., Синицина А.М., Юкина Н.А. О влиянии
угла выхода ударной волны на свободную поверхность на образова-
ние откола в металлах // ПМТФ. 1983. № 3.
13. Гордополов Ю.А., Трофимов В. С, Мержанов А.Г. //Докл. РАН. 1995.
Т.341,№3.
14. Горст А.Г. Пороха и взрывчатые вещества. М.: Машиностроение,
1972.
15. Густафссон Р. Шведская техника взрывных работ / Пер. с англ. под
ред. Г.П. Демидюка. М: Недра, 1977.
16. Дерибас А.А. Метание металлических пластин тангенциальной дето-
национной волной // ПМТФ. 2000. № 5.
17. Дерибас А.А., Нестеренко В.Ф., Сапожников Г.А. и др. Исследование
затухания ударных волн в металлах при нагружении контактным
взрывом // ФГВ. 1979. № 2.
18. Дерибас А.А. Физика упрочнения и сварки взрывом. Новосибирск:
Наука. Сиб. отд-ние, 1980.
19. Детонационные волны в конденсированных средах / А.Н. Дремин,
С.Д. Савров, В.С. Трофимов, К.К. Шведов. М.: Наука, 1970.
20. Дремин А.Н, Капель Г.И. Преломление фронта косой ударной волны
на границе с менее жесткой средой // ПМТФ. 1970. № 3.
21. Дреннов О.Б., Михайлов А.Л. О начальной стадии разгона тонких пла-
стин в режиме скользящей детонации заряда ВВ // ФГВ. 1979. № 4.
22. Дубнов Л.В., Бахаревич НС, Романов А.И. Промышленные взрывча-
тые вещества. М.: Недра, 1988.
23. Забабахин Е.И., Забабахин И.Е. Явления неограниченной кумуляции.
М.: Наука, 1988.
24. Киселев В. В. Оценка параметров метания металлических пластин
скользящей детонацией зарядов конденсированного ВВ в начальной
фазе процесса // ФГВ. 1995. № 1.
25. Кобылкин И.Ф., Мачнева И.П., Носенко НИ., Соловьев В.С. Низко-
плотный взрывчатый состав ТГПС // Детонация. Черноголовка, 1992.
26. Кобылкин И.Ф., Носенко НИ. Расчет скорости взрывного метания
цилиндрических оболочек с торцовыми крышками // Оборонная тех-
ника. 1996. №8—9.
27. Кобылкин И.Ф., Шабанов В.М., Носенко НИ. Исследование взрывно-
го метания пластин ограниченных размеров // Оборонная техника.
1996. № 8—9.
28. Кожевников В.Е. Детонация аммиачной селитры и динамонов с
инертными добавками и без них // ФГВ. 1999. № 3.
2^- Козак Г Д., Кондриков Б.Н., Сумин А.И. Исследование зависимости
скорости детонации вспененных алюмотола и тротила от плотности
заряда //ФГВ. 1998. №4.
121

30. Кондратьев В.И., Немчинов И.В., Христофоров Б.Д. О затухании в
твердом теле ударных волн, вызванных взрывом // ПМТФ. 1968. № 4.
31. Курант Р., Фридрихе К. Сверхзвуковое течение и ударные волны;
Пер. с англ. М.: Изд-во иностр. лит., 1950.
32. Ландау Л.Д., Лившиц Е.М. Теоретическая физика. Т. 6. Гидродинами-
ка.М: Наука, 1986.
33. Ментешов Е.В., Ратников В.П., Рыбаков А.П. и др. Действие взрыва
листового заряда ВВ на алюминиевую пластину // ФГВ. 1967. № 2.
34. Новиков С.А. Полезные взрывы. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2000.
35. Орленко Л.П. Поведение материалов при интенсивных динамических
нагрузках. М.: Машиностроение, 1964.
36. Пригожин Я., Дефей Р. Химическая термодинамика. Новосибирск:
Наука. Сиб. отд-ние, 1966.
37. Резка металлов взрывом / А.В. Аттетков, А.М. Гнускин, В.А. Пырь-
ев, Г.Г. Сагидуллин. М.: СИП РИА, 2000.
38. Рыбаков А.П., Ментешов Е.В., Шавков В.П. Действие взрыва листо-
вого заряда ВВ на металлические пластины // ФГВ. 1968. № 1.
39. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 2.
М.:ФИЗМАТЛИТ,2002.
40. Физический энциклопедический словарь. М.: Сов. энцикл., 1983.
41. Хотин В.Г., Хотина Л Д., Шаталова НЕ. и др. Исследование дето-
национной способности аммиачноселитренных ВВ, сенсибилизиро-
ванных гексогеном // Взрывное дело. Сб. № 68/25. М.: Недра, 1970.
42. Щукин Ю.Г., Лютиков Г.Г., Поздняков З.Г. Средства инициирования
промышленных взрывчатых веществ. М.: Недра, 1996.
43. Энергетические конденсированные системы: Краткий энциклопеди-
ческий словарь. М.: Янус-К, 1999.
44. Юхансон К, Персон П. Детонация взрывчатых веществ: Пер. с англ.
М.: Мир, 1977.
45. Яковлев Ю.С Гидродинамика взрыва. Л.: Судпромгиз, 1961.
46. РгореИез оГ СЬетюа1 Ехр1о81Уе8 апй Ехр1о81Уе 81ти1ап18 / В.М. Во-
Ъга*2. ША, Ьашгепсе 1луегтоге Кайопа! ЬаЬога1огу, 1981.

Глава 2
Поведение конструкционных материалов
при динамическом и ударноволновом нагружении
2.1. Классификация режимов нагружения
Воздействие взрывных нагрузок на материалы можно оха-
рактеризовать такой общепринятой величиной, как скорость де-
формаций (ё = <^е/<Л), диапазон значений которой при различных
технологических взрывных операциях весьма широк: от 105 (при
контактных операциях) до 102 с"1. Однако феноменологически,
физически и математически весь диапазон значений скорости де-
формаций не может быть описан единой теорией напряженно-
деформированного состояния, поскольку различным значениям 8
соответствуют различные механизмы деформирования.
По времени возрастания и времени действия нагрузки на-
гружение условно можно разделить на статическое, квазистатиче-
ское и динамическое [36].
Независимо от амплитуды (или максимального значения)
внешних поверхностных сил ртах нагружение будем называть стати-
ческим при бесконечно медленном изменении нагрузки (/н тах -> °°>
'н -> оо, где *н тах — время возрастания нагрузки до максимального
значения; /н — время действия нагрузки). Довольно часто под стати-
ческим нагружением понимается такое состояние элементов конст-
рукции, когда они нагружаются за некоторое конечное время (н тах,
Но затем находятся под действием практически неизменной нагрузки
Достаточно длительное время /н- Очевидно, что в буквальном смысле
Этическое нагружение мыслимо лишь теоретически, а любое ре-
зное нагружение является в той или иной мере динамическим и
0сУЩествляется, как правило, за конечное время при конечной дли-
123

тельности действия нагрузки. Поэтому на практике нагружение в за^
висимости от временных характеристик процесса разделяют на ква^
зистатическое (близкое к статическому) и собственно динамическое,
когда время является значимым фактором.
Квазистатическим будем называть нагружение с временем
возрастания нагрузки до максимального значения, превышающим
время двойного пробега звуковой волны по элементу конструкции
(Унтах > 21/с, где Ь — характерный размер элемента конструкции;
с — скорость звука в твердом теле; в зависимости от характера
деформирования это может быть скорость продольной упругой
волны с/, скорость объемной волны с0, скорость пластической вол-
ны спл, скорость волны сдвига с( и т. д.). Главным в определении
понятия квазистатического нагружения является то, что к моменту
времени *н шах, когда нагрузка достигает максимального значения,
весь элемент «откликнулся» на процесс приложения нагрузки и
полностью вовлечен в движение. При этом весь элемент находится
в определенном напряженно-деформированном состоянии, зави-
сящем как от закона изменения нагрузки в месте ее приложения,
так и от условий нагружения в других областях тела.
Динамическим будем называть нагружение, для которого ха-
рактерно малое время возрастания нагрузки до максимального зна-
чения (Ун шах < 2Ыс). При этом для момента времени 1Н тах характер-
но существование значительной пространственно-временной неод-
нородности напряженно-деформированного состояния в теле, когда
одни части тела в процессе деформирования «не успевают» полу-
чить информацию о характере внешних сил, об условиях закрепле-
ния или движения деформируемой среды в других частях тела.
В зависимости от интенсивности внешних сил нагружение
условно можно разделить на слабое и сильное.
Для слабого нагружения в статическом и квазистатическом
случаях (артах < ат для пластичных материалов или артах < ав * сгупр
для хрупких материалов) характерны отсутствие пластических де-
формаций в пластичных материалах и разрушение хрупких материа-
лов, а в динамическом случае (артах < рг) — отсутствие пластиче-
ского течения за фронтом волн напряжений, т. е. возможны образо-
вание и распространение только упругих волн и генерирование
упругих осцилляции различной интенсивности. (Здесь а — коэффИ'
циент согласования, зависящий от особенностей нагружения и виДа
напряженного состояния; аупр — коэффициент пропорциональности
124

(предел упругости), который у хрупких материалов практически сов-
ладает с пределом прочности; ат и ав — соответственно предел теку-
чести и предел прочности (временное сопротивление) материала при
одноосном напряженном состоянии; рг — упругий предел на удар-
ной адиабате Гюгонио в ударной волне при одноосном деформиро-
ванном состоянии.)
Условие сильного нагружения в статическом и квазистатиче-
ском случаях (артах > ат или артах > ав« аупр) определяет появле-
ние плоскостей скольжения, общего пластического течения и дефор-
мационного упрочнения в пластичных материалах либо зарождение и
развитие трещин, образование одной или нескольких поверхностей
разрушения в хрупких материалах. В случае динамического нагруже-
ния аналогичное условие (артах > рг) является необходимым для
возникновения в твердых телах ударных волн, за фронтами которых,
как правило, наблюдаются значительное объемное сжатие, высоко-
скоростное пластическое течение, сопровождаемое изменением мик-
роструктуры материала, и динамическое разрушение, приводящее к
образованию множественной поврежденное™, к отколам и к интен-
сивной фрагментации отдельных объемов материала.
Таким образом, можно условно выделить три основных ре-
жима нагружения (по времени возрастания и времени действия
нагрузки) — статическое, квазистатическое и динамическое на-
гружение, которое может быть слабым или сильным в зависимости
от интенсивности нагрузки. Каждому режиму нагружения может
соответствовать специфический характер реакции материала на
внешнее воздействие.
Довольно часто в прикладных дисциплинах используются
особые наименования некоторых режимов нагружения. Например,
в физике взрывных и ударных процессов сильное динамическое
нагружение называют ударноволновым. При таком нагружении в
теле возникает ударная волна — резкий скачок параметров движения
и состояния, распространяющийся со сверхзвуковой скоростью и
подвергающий материал необратимым изменениям вследствие
высокоскоростного деформирования. Этот процесс характеризует-
ся образованием локальных областей напряжений и деформаций,
способствующих появлению разрушения в одной части тела неза-
висимо от того, что происходит в другой его части.
В практических приложениях можно объединить режимы
статического и квазистатического нагружения и не разделять на-
125

гружение на слабое и сильное, определив его как статическое или
квазистатическое (со > /н тах ^ 2Ь/с, артах = уаг).
Под динамическим нагружением (1Н тах < 2Ь/с9 артах <рг) ус-
ловимся понимать слабое динамическое нагружение, отличая его от
ударноволнового (сильного динамического) нагружения (1нтах < 21/с,
осотах ^ Рг\ чтобы подчеркнуть принципиально иной характер про-
цессов деформирования и разрушения материала в случае формиро-
вания и распространения ударных волн, т. е. будем считать ударно-
волновое нагружение особым (предельным) случаем динамического
нагружения.
Для взрывных технологий характерными являются режимы
динамического и ударноволнового нагружения.
2.2. Динамическое нагружение
2.2.1. Динамические диаграммы одноосного сжатия
и растяжения конструкционных материалов
Для исследования динамических диаграмм деформирования
материалов при скорости деформаций ё = 102...104 с"1 применяются
в основном малогабаритные взрывные установки, с помощью кото-
рых реализуется метод составных стержней Гопкинсона (рис. 2.1)
[26,32]. При необходимости нагрев образцов осуществляется мало-
габаритным электронагревателем, а охлаждение — парами жидко-
го азота. Требуемые форма, амплитуда и время действия нагрузки
обеспечиваются применением нагружающего взрывного устройст-
ва, схема которого изображена на рис. 2.2. Небольшие габариты
взрывной установки (длина 500... 1000 мм, диаметр стержней
10... 15 мм, масса ВВ 1...3 г) позволяют разместить ее в прочном,
герметичном, локализирующем продукты детонации корпусе и
проводить испытания в лабораторных помещениях, в том числе
вблизи активной зоны импульсного реактора [6].
Схема установки, применяемой при испытаниях делящихся
(Ри, II) или токсичных материалов, приведена на рис. 2.3.
Для получения и исследования динамических диаграмм
растяжения и сжатия при электрическом импульсном нагреве ме-
таллов применялась взрывная установка, в которой для измере-
ний использовался электронно-инерционный эффект [22]. Вре-
126

12 3 4 5 6 7 8 9
10
11
12
222
222
ЕЕ
34
а
/О
//
ХУЛЧУчЧЧ
Рис. 2.1. Схема взрывной установки для динамических испытаний образ-
цов на растяжение (а) и сжатие (б), с помощью которой реализуется ме-
тод составных стержней Гопкинсона:
1 — электродетонатор; 2 — ВВ; 3 — металлический ударник; 4 — алюминиевый
перфокрешер; 5 — переходник; 6 — установочная труба; 7 — центрирующая
втулка; 8 — нагружающий мерный стержень; 9 — тензодатчик; 10 — образец;
И — опорный мерный стержень; 12 — упор; 13 — регистраторы; 14 — тензо-
станция; 15 — блок синхронизации времени; 16 — высоковольтная установка
зультате были получены динамические диаграммы одноосного
сжатия и растяжения разнообразных материалов: металлов, спла-
вов (в том числе ядерно-активных), полимеров, твердых взрыв-
чатых составов, компаундов, керамических и композиционных
материалов. Некоторые из них приведены на рис. 2.4. Создан об-
/
.2
^ис. 2.2. Схема нагружающего взрывного
Устройства:
""""" слой ВВ; 2 — металлическая пластина; 3 —
еНопластовый демпфер; 4 — нагружаемый обра-
зец

7 / 2
Рис. 2.3. Схема взрывной установки для испытания делящихся или ток-
сичных материалов:
1 — образец; 2 — нагреватель; 3 — взрывное нагружающее устройство; 4, 5 —-
стержни; 6 — корпус; 7 — система перемещения образца (нагружение осуществ-
ляется подрывом заряда 3 вне корпуса бокса)
с,МПа
с,МПа
120
с, МПа
1200
е,%
Рис. 2.4. Динамические а—е-диаграм-
мы одноосного деформирования кон-
струкционных материалов при сжатии:
а — пенопласт марки ПС-1, ё = 5 • 103 с"
(цифры около кривых — значения плотно-
циркониевый сплав Ъх —
сти в кг/м ); б -
2,5ИЬ: / — 6 = 0,7- 104 с-1; 2— ё =
= 0,3 • 104 с"1; 3 — е = 1,3 • 103 с"1; в -
сплав урана с 1,25 % молибдена: 1 — Г =
= 20 °С, б =970...1100с"1;2 —Г=20°С
е= 620...750 с-1; 3 — Г==200оС, ё =
= 1410...1750 с"
= 1030... 1280 с"
= 480... 820 с-1
4 —
5 —
Г= 200
Г =200
ЭС, 6
>С, 6
128

мирный банк данных физико-механических характеристик этих ма-
териалов в случае динамического нагружения при ё = 102... 104 с"1.
2.2.2. Динамические испытания материалов,
находящихся в сложном напряженном состоянии
Известно, что процессы деформирования и разрушения ма-
териалов, находящихся в одноосном напряженном и сложном на-
пряженном состояниях, могут значительно различаться. Особенно
это проявляется при динамическом нагружении. Динамические
испытания материалов, находящихся в двухосном напряженном
состоянии, при скорости деформаций ё « 103 с-1 проводились при
нагружении взрывом трубчатых и полусферических образцов [2, 26].
В устройстве для испытаний трубчатых образцов осуществляется
независимое нагружение взрывом для обеспечения осевого и ради-
ального растяжений образцов. При испытании полусферических
образцов равномерное двухосное растяжение в полюсной зоне об-
разца создается за счет силового воздействия на его внутреннюю
поверхность продуктов детонации сферического заряда ВВ, распо-
ложенного в центре оболочки. Полученные при двухосном растя-
жении кривые деформирования ряда материалов представлены на
рис. 2.5. Там же для сравнения приведены соответствующие кри-
о,МПа
400
200
/
1 1
/*"'"""
"">
1 .1
4
а
6 е,%
с,МПа
20
10
V
—\ ,^
^ 1_
0 40 80 200 400 е, %
в
о,МПа
400 Ь
200
с
0 8
-I-
16 24 Е,%
б
Рис. 2.5. Динамические диаграммы де-
формирования материалов, находящихся
в двухосном напряженном состоянии,
при скорости деформаций ё ~ 103 с-1:
а — 238У; б — сплав АМгб; в — полиэтилен;
одноосное растяжение;
двухосное растяжение (стрелкой отмечено
разрушение образцов)
-1483
129

вые одноосного растяжения этих материалов. Результаты испыта-
ний наглядно показывают, что при динамическом двухосном рас.
тяжении пластичность материалов значительно меньше, чем при
одноосном.
2.2.3. Динамическая трещиностойкость материалов
Исследования разрушения образцов из конструкционных
материалов и отдельных деталей при динамическом нагружении,
приводящем к образованию, развитию и слиянию трещин, прово-
дятся по двум направлениям: 1) изучение характера трещинообра-
зования и взаимодействия трещин; 2) исследование количествен-
ных характеристик динамической трещиностойкости. Для ини-
циирования трещин в экспериментах использовались клиновидные
бойки, разгоняемые с помощью нагружающего взрывного устрой-
ства (см. рис. 2.2) до различных скоростей.
В исследованиях, проводимых по первому направлению, по-
лучены зависимости, характеризующие кинетику распространения
трещин при различных условиях испытаний [15, 17], установлены
некоторые закономерности взаимодействия трещин в полимерах и в
ВВ, которые позволили, в частности, разработать дистанционную
методику безопасной разборки конструкций, содержащих ВВ, пред-
ложить меры управления движением трещин. Обнаружено, что при
увеличении скорости (энергии) бойка, начиная с некоторого крити-
ческого значения, происходит качественное изменение процесса
распространения одиночной трещины — ее ветвление, что объясня-
ется необходимостью образования дополнительных свободных по-
верхностей [14]. Количественные исследования напряжений при
распространении трещин проводились двумя основными методами:
методом динамической фотоупругости и методом динамической
тензометрии с использованием миниатюрных тензометров.
Для определения динамического критического коэффициен-
та интенсивности напряжений К^ (динамической трещиностойко-
сти) разработана оригинальная методика, основанная на использо-
вании метода составных стержней Гопкинсона [17]. Полученные
значения Ки позволяют вычислить энергию, затрачиваемую на
разрушение материала. Наиболее полные исследования выполне-
ны с образцами из различных полимеров. Их результаты показы-
130

Рис. 2.6. Зависимость относительной динамической трещиностойкости
полимеров Ку/К1с от температурно-скоростного режима нагружения
(К\с — статическая трещиностойкость):
1 — полиметилметакрилат; 2 — поликарбонат (\/(и — скорость нагружения,
/н — время действия нагрузки)
вают существенную зависимость динамической трещиностойкости
полимеров (и энергии, затрачиваемой на разрушение) от темпера-
турно-скоростного режима нагружения (рис. 2.6), что объясняется
проявлением релаксационных свойств, связанных с молекулярной
структурой материала. Экспериментально показано, что сущест-
вует линейная корреляция между
энергией, затрачиваемой на разру-
шение, и тангенсом угла диэлек-
трических потерь, являющимся
параметром, характеризующим
Релаксационные процессы [15,
16]. На рис. 2.7 приведена экспе-
риментальная зависимость дина-
мической трещиностойкости ста-
ли СтЗ от температуры [28].
Отметим также, что иссле- Рис 2.7. Экспериментальная за-
дание динамической трещино- висимость динамической тре-
СтоЙкости полимеров при им- щиностойкости стали СтЗ от
пУльсном нейтронном облучении температуры
5* 131

(поток — 1014 нейтронов/см2, длительность — около 1(Г4 с) пока^
зало отсутствие влияния последнего на характеристики динамиче-
ской трещиностойкости полимеров [1].
2.3. Ударноволновое нагружение
2.3.1. Основные соотношения
Основными факторами, воздействующими на материалы и
конструкции при нагружении взрывом, являются ударные волны и
волны разрежения. Параметры ударной волны связаны между со-
бой законами сохранения массы, импульса и энергии:
Ро(^ув-Ио) = р(Г>ув-и);
Р-Ро=Ро{и-ио){°ув-иоУ> (2Л)
Е-Е0=^(У0-У),
где Вув — скорость ударной волны; р0 (К0 = 1/р0), р0, и0, Е0 —
соответственно плотность, давление, массовая скорость и внут-
ренняя энергия единицы массы среды перед фронтом ударной
волны; р(У = 1/р0), р,и,Е — аналогичные параметры за фронтом
ударной волны.
В области давлений до нескольких десятков гигапаскалей
уравнение состояния Ми — Грюнайзена представляется в виде
р = рЛр)+Рт=рЛр)+грет'>
Е = Ех{р) + Ет=Ех(р) + СуТ; (2.2)
д^х = Рх
Ф~р2'
где рх(р) и Ех(р) — упругие («холодные») составляющие соответ-
ственно давления и внутренней энергии; рт и Ет — тепловые со-
ставляющие соответственно давления и внутренней энергии; Г -^
коэффициент Грюнайзена; Су — теплоемкость при постоянном
объеме; Т—температура.
132

Для практических целей функцию рх(р) удобно представить
в виде
л(р)=
Ро^о
чРо/
Росо
^(5с"ж-1).
п у '
(2.3)
Соответственно упругая энергия Ех(р) зависит от относительного
сжатия 8СЖ = р/р0 как
Ях(§сж) =
пЪг
1-
п8,
еж , _ еж
п-\ п-\
(2.4)
Из (2.2)—(2.4) получаем уравнение ударной адиабаты в явном виде:
Рт
Росо
V
|исж "г
и-1
й-1
(Ар+1)
йг-§с
(2.5)
где Аг= 2/Г + 1. В уравнениях (2.3)—(2.5) величины с0 (имеет
размерность скорости), и и Г (или кг) — подгоночные параметры.
При ударноволновом сжатии пористых материалов вводит-
ся коэффициент пористости А^ор = Рспл/Ро- Тогда в уравнении
(2.5) разность (кг - 5СЖ) заменяется выражением (кг - Кпор). Для
случая п = (/гг + 1)/(Лг-1) (так называемый случай согласован-
ных значений п и кг) уравнение (2.5) имеет более простой вид:
Р = Росо
(Лг-1)(8сж-1)
К,
пор
2.3.2. Структура ударных волн
Структура ударных волн, распространяющихся в материалах,
зависит от физико-механических характеристик материалов (упру-
гости, пластичности, вязкости). Особенно заметное влияние на
струКТуру ударной волны могут оказывать фазовые переходы при
Ударноволновом сжатии. Экспериментальные исследования струк-
туры ударных волн, распространяющихся в различных материалах,
Проводились с применением емкостных датчиков скорости, квар-
133

Рис. 2.8. Структура упругопластических волн для различных значений
давления (точки 1—5) на фронте ударной волны
цевых и манганиновых датчиков давления. Многочисленные экспе-
рименты показали, что в большинстве металлов и сплавов при
ударноволновом нагружении в соответствующем диапазоне значе-
ний давления образуется система двух волн сжатия: упругой и сле-
дующей за ней пластической волны [19, 30, 31]. Структура упру-
гой волны определяется видом адиабаты ударного сжатия (удар-
ной адиабаты) в упругопластической области. Так, для железа,
ряда сталей и твердых алюминиевых сплавов упругая волна имеет
четко выраженный фронт (скачок), давление на фронте упругой
волны р\ = рт (рг — упругий предел Гюгонио). Динамический
предел текучести У связан с параметром рг соотношением У =
= /?г(1-2у)/(1-у), где V — коэффициент Пуассона. Для других
металлов (медь, уран, алюминий) упругая волна представляет со-
бой простую волну сжатия [5].
Схема образования упругой волны представлена на рис. 2.8,
максимальное давление р\ такой волны (перед фронтом пластиче-
ской волны) изменяется в зависимости от давления на фронте пла-
стической волны р2 и определяется условием касания луча, прове-
денного из точки, соответствующей давлению р2, к криволиней-
ному выпуклому вверх участку ударной адиабаты. Следовательно,
давление рх для таких металлов заведомо есть давление в точке
излома упругопластического участка ударной адиабаты (д2р/дУ2 -
= 0), которую можно условно принять за величину, соответствую-
щую параметру рг.
В табл. 2.1 приведены значения динамического предела те-
кучести для некоторых металлов и сплавов.
134

Таблица 2.1
Значения динамического предела текучести
для некоторых металлов и сплавов
Металл, сплав
Сталь СтЗ
Сталь 40Х:
закалка
отжиг
Сталь ЗОХГСА (закалка)
Армко-железо
Алюминиевый сплав Д1 (отжиг)
Алюминиевый сплав Д16:
отжиг
закалка
Медь (отжиг)
Латунь ЛС59-1
Примечание. Чр^ — статически?
ст0,2, ГПа
оД1
0,82
0,42
1,45
0,15
0,16
0,13
0,27
0,05
0,125
У, ГПа
0^86
1,66
1,24
1,88
0,73
0,23
0,26
0,42
0,048
0,2
[ предел текучести.
У/О0,2
4,1
2,0
2,9
1,3
4,9
1,5
2,0
1,7
0,97
1,6
Отличительной особенностью упругой волны является
уменьшение давления на ее фронте в процессе распространения в
материале. Наиболее интенсивно это явление происходит на на-
чальном участке движения волны (вблизи нагружаемой поверхно-
сти). Обнаруженное в экспериментах затухание амплитуды упругой
волны не описывается простой
упругопластической моделью де-
формирования и свидетельствует
о протекании релаксационных
процессов. Дислокационные мо-
дели описывают это явление
лишь качественно. Авторами ра-
боты [8] была предпринята по-
пытка построить модель мате-
риала для описания закономер-
ностей изменения динамического
предела текучести и амплитуды
Упругого предвестника на основе
Кинетической теории прочности.
Результаты расчетов хорошо со-
гласуются с имеющимися экспе-
I, см
Рис. 2.9. Затухание упругого
предвестника в армко-железе
(и — массовая скорость за фрон-
том упругой волны; Ь — длина
образца):
о — эксперимент;
расчет [8]
135

риментальными данными по за~
туханию упругого предвестника в
армко-железе (рис. 2.9). В работе
[31 ] представлены результаты
исследования влияния начальной
температуры Т образца из стали 45
на амплитуду упругой волны
(рис. 2.10). Характер кривой рг =*
~/(Т) указывает на влияние
структурных изменений в мате-
риале на значение /?г.
В ряде веществ при удар-
новолновом нагружении могут
происходить существенные струк-
турные изменения — фазовые
переходы. Если фазовый переход
сопровождается уменьшением
плотности вещества, то это при-
водит к локальному изменению
знака кривизны ударной адиаба-
ты. При разгрузке происходит обратный фазовый переход, в ре-
зультате которого меняется знак кривизны адиабаты Пуассона.
При этом значительно изменяется картина течения: возникает
двухволновая система при сжатии и происходит скачок давления
при разгрузке. Применение в таких экспериментах емкостного
датчика скорости и манганинового датчика давления позволило
детально исследовать структуру волн сжатия и разгрузки. При-
мером могут быть исследования обратимого фазового перехода в
железе (а-»е-»а) [24]. При использовании кварцевого датчика
давления для исследования структуры ударных волн, распро-
страняющихся в пенополистироле, было обнаружено наличие
трехволновой структуры волны сжатия [4]. Давление первой вол-
ны (стационарной) согласуется с результатами измерения квази-
статического предела текучести. Скорость второй волны (тоже
стационарной) зависит от относительной плотности, и ее значе-
ние стремится к значению скорости распространения поперечных
волн при р/р0 -» 1. Давление второй волны согласуется с ква-
зистатическим пределом текучести при одноосном деформиро-
вании.
136
а, МПа
1200
100 200 300 Т,°С
Рис. 2.10. Влияние начальной
температуры образца из стали 45
на амплитуду упругой волны:
<*о,2> ^о,о1 — значения статического
предела текучести; С] =рг— ампли-
туда упругого предвестника на
фронте упругой волны; а2 — ампли-
туда упругой волны перед фронтом
пластической волны

2.3.3. Напряжения сдвига за фронтом ударной волны
При описании ударноволновых процессов, протекающих в
тВердых телах, вещество часто предполагается изотропным и не
0бладающим прочностью (гидродинамическое приближение). Та-
кое приближение оправданно, например, при большом давлении
ударноволнового сжатия, когда вещество за фронтом ударной вол-
ны плавится. Однако в достаточно широкой области давлений
(практически во всех прикладных задачах) прочностными свойст-
вами твердых тел пренебрегать нельзя.
Под прочностью обычно понимается исчерпание несущей
способности, происходящее за счет наступления беспрепятственно-
го пластического течения (т. е. неограниченного изменения формы)
или вследствие накопления повреждений, роста и слияния трещин.
Согласно одной из самых распространенных теорий переход
вещества из упругого состояния в пластическое происходит тогда,
когда разность значений главных напряжений в нем достигает не-
которого критического значения 7, называемого динамическим
пределом текучести. За фронтом ударной волны в материале воз-
никает одномерная деформация гх в направлении распространения
ударной волны (т. е. перпендикулярно ее фронту). В плоскости
фронта ударной волны деформации гу и &2 равны нулю. То же име-
ет место и при возникновении деформации, сопровождающейся
расширением материала в волне разрежения, т. е. &х Ф 0; е^ = 0; г2 = 0.
Тогда связь между главными напряжениями аХ9 су, о2, средним на-
пряжением а = (<зх +оу +а2)/3 и динамическим пределом теку-
чести будет иметь вид
2
ох = о+ — 7;
3
суу = су2 = (У 7.
3
Из приведенных выражений следует, что в плоской ударной волне
Равное напряжение <зх превышает среднее напряжение а (или
Простатическое давление р = -а) на (2/3)7, а главные напряже-
Ни* оу и <з2 в плоскости фронта ударной волны меньше среднего
Спряжения а на (1/3)7. Различие между средним и главными на-
пряжениями сохраняется до тех пор, пока вещество не начнет пла-
137

виться на фронте ударной вол-
ны. Максимальные напряже-
ния сдвига действуют в плос-
костях, расположенных под
углом 45° к плоскости фронта
ударной волны, и их значения
равны ±7/2. В упругих облас-
тях сжатия и расширения связь
между главными напряжения-
ми определяется обобщенным
законом Гука и выражениями
Рис. 2.11. Схема ударноволнового
сжатия и разгрузки упругопластич-
ного материала:
1 — зависимость <зх(У)\ 2 — зависи-
мость а (К); 3 — зависимость ау(У);
^плав — точка плавления; ск — ампли-
туда ударной волны, при которой ско-
рости упругой и пластической волн
равны; ВС — упругая разгрузка; СВ —
пластическая разгрузка; рг — упругий
предел Гюгонио (система двух волн —
упругой и пластической — существует
при начальной амплитуде рг < сх <
< <зк); Ааупр — амплитуда упругой вол-
ны разгрузки
°>=1
а -сг„ =с-с^ =-
1-2у
1-у
где V — коэффициент Пуассона.
Идеализированная схема
поведения упругопластичного
материала при ударноволно-
вом нагружении представлена
на рис. 2.11. При малых напря-
жениях ударного сжатия про-
исходит упругое деформиро-
вание. При превышении неко-
торого значения сх = рг (рг —
упругий предел Гюгонио) ве-
щество переходит в пластиче-
ское состояние и сохраняет свои прочностные свойства (напряжения
сдвига) до достижения такого значения давления на фронте ударной
волны, при котором вещество плавится. Плавление свинца начи-
нается при а = сх = 30...40 ГПа, алюминия — при 120... 130 ГПа,
меди — при 250 ГПа, железа — при 300 ГПа. Достижение упругого
предела Гюгонио проявляется в виде излома ударной адиабаты;
рг= [(1-у)/(1-2у)]г (см. работу [3]).
Наличие сдвиговой прочности существенно влияет не только
на процесс ударноволнового сжатия, но и на процесс расширения
вещества, сжатого ударной волной. При изменении знака напря-
138

#сения вещество, находящееся в сжатом состоянии в пластической
области, разгружается упруго. В стадии упругого расширения, ес-
ли пренебречь эффектом Баушингера, разность главных напряже-
ний (<5Х - <5у\ равная первоначально +У, изменяет свой знак. Ам-
плитуда упругой волны разгрузки Ааупр = а
намическим пределом текучести зависимостью
(г связана с ди-
хс
1-у у>
Схв-^с
)•
Принято считать, что динамический предел текучести У за фрон-
том ударной волны равен полусумме динамических пределов те-
кучести в точках В и С (см. рис. 2.11). Тогда
V Х~Ъ Л
При дальнейшем расширении вещества после точки С разгрузка
происходит пластически.
Профили давлений ударной волны и волны разрежения для
идеализированной упругопластическои среды при различных
уровнях нагрузки приведены на рис. 2.12. Так, при рг < <зх < ®к,
где <зк определяется пересечением ударной адиабаты с волновым
б
А,
^**с. 2.12. Профили давлений ударной волны и последующей волны раз-
Рвения при различных начальных амплитудах ударной волны:
а ~~- <*х < сгд; б — ав < ах < ак; в — ск < ох < аплав; г — ох > аплав; <?/ — скорость
^Ругой волны; Эпп — скорость пластической волны; Ааупр — амплитуда упругой
Вс*лны разгрузки
139

лучом, проходящим через начальное состояние и точку, соответст-
вующую давлению рг (см. рис. 2.11), существует неустойчивая
система двух ударных волн, распространяющихся с разными ско-
ростями. Ударная волна при ах = рг распространяется с постоян-
ной скоростью, равной упругой скорости звука в бесконечной сре-
де. Аналогичная картина наблюдается и при разгрузке упругопла-
стичного материала. В упругой волне разрежения напряжение о,
уменьшается на значение, определяемое амплитудой упругой вол-
ны разгрузки АауПр. Упругая волна разрежения распространяется с
упругой скоростью звука относительно движущегося перед ней
вещества. Очевидно, что при давлении ударной волны, достигаю-
щем значения, при котором происходит плавление вещества, как
ударная волна, так и волна разрежения имеют одноволновую струк-
туру.
Отметим еще одно проявление эффекта сдвиговой прочности
при ударноволновом нагружении — явление негидродинамического
затухания ударной волны. Суть его заключается в том, что умень-
шение давления на фронте ударной волны за счет догоняющей уп-
ругой волны разгрузки (затухание ударной волны) происходит не
плавно, а скачками — каждый раз на значение, определяемое ам-
плитудой упругой волны разгрузки Ааупр. В результате этого зату-
хание ударной волны происходит гораздо быстрее, чем при пре-
небрежении напряжениями сдвига, что весьма существенно при
численном прогнозировании волновых процессов в реальных ма-
териалах. Наиболее очевидным, как следует из рис. 2.11, является
определение напряжений сдвига за фронтом ударной волны путем
сравнения экспериментально определенных ударных адиабат и
кривых всестороннего сжатия материалов, а также сравнения
ударных адиабат и изоэнтроп расширения. Такими же наглядными
являются результаты измерения амплитуды упругой волны разре-
жения, получаемые с помощью непрерывной регистрации профиля
давления датчиками. Амплитуда упругого предвестника рг регист-
рируется также при измерении скорости свободной поверхности
емкостными датчиками. Большое распространение получил метод
непосредственного измерения главных напряжений ах и <зу с по-
мощью пьезорезистивных датчиков давления, установленных в
разрезах исследуемого образца параллельно и перпендикулярно
направлению распространения ударной волны. Сравнение экспе-
риментальных результатов исследования затухания ударной волны
140

в образце (анализ изменения давления или массовой скорости в
зависимости от толщины образца) с соответствующей расчетной
зависимостью, полученной в гидростатическом приближении (7=0),
дозволяет оценить значения напряжений сдвига (первые данные о
параметре У были получены именно этим методом [29]). Доста-
точно простым методом является анализ изменения формы
стерясня, изготовленного из исследуемого материала, при ударе о
ясесткую преграду (метод Тейлора) [9]. Следует отметить более
сложный, так называемый «самосогласованный» метод, являю-
щийся также расчетно-экспериментальным и основанный на экс-
траполяции кривых (5Х(У) повторного нагружения и разгрузки к
одной изохоре, проходящей через состояние первичного ударно-
волнового сжатия. Обобщенные результаты исследований сдви-
говой прочности различных материалов представлены в работах
[10,25,27].
В качестве типичных зависимостей на рис. 2.13 приведены за-
висимости динамического предела текучести от амплитуды ударной
волны для алюминия и магния. Поскольку при ударноволновом
сжатии одновременно с давлением возрастает и температура веще-
ства, то эти зависимости также демонстрируют влияние температу-
ры за фронтом ударной волны на значение У. Сначала влияние тем-
пературы невелико, значение У увеличивается с ростом давления на
фронте ударной волны, затем температурный фактор начинает иг-
рать превалирующую роль, значение У уменьшается, стремясь к ну-
лю при значении давления ударной волны, при котором происходит
0 25 50 75 с^ГПа 0 12.5 25,0 37,5 о,,ГПа
а б
^ис. 2.13. Зависимости динамического предела текучести от амплитуды
Ударной волны:
а алюминий; б — магний; о — эксперимент; расчет
141

плавление металла. Представленные результаты показывают, что в
достаточно широкой области давлений влиянием напряжений сдви-
га за фронтом ударной волны пренебрегать нельзя.
Для описания поведения твердого тела в условиях высоко-
скоростного деформирования предложен ряд математических мо-
делей: упругопластичный материал с нелинейным упрочнением,
упруговязкий материал и т. п. Авторами работ [11, 20] с помощью
модели упругопластической среды с нелинейным упрочнением
получено уравнение состояния урана, алюминия и магния, приме-
нимое в области напряжений от ах = рг до ах = аплав. Зависимость
динамического предела текучести от основных параметров нагру-
жения записывается в виде
Г = Го[(1 + рг/Г+сф]
1--А.
а
где Уо> Р> Щ ос — константы; е,- — интенсивность пластических де-
формаций; Ет — текущее значение тепловой энергии; <2плав — те-
плота плавления.
Выражение в первой квадратной скобке описывает изотер-
мическое упрочнение, во второй — термическое разупрочнение,
значения коэффициента Р и показателя степени ш определяются
экспериментально. Для определения параметров уравнения со-
стояния используется следующая экспериментальная информация:
ударная адиабата, зависимость динамического предела текучести У
от значения ох, результаты измерений упругой и объемной скоро-
стей звука в материале, сжатом ударной волной. Расчетные зави-
симости параметра У от значения сх также показаны на рис-. 2.13.
Кривые имеют колоколообразный вид с восходящей ветвью уп-
рочнения и нисходящей ветвью разупрочнения. Отметим, что при-
веденные зависимости демонстрируют сильное упрочнение мате-
риалов: для алюминия максимальное значение динамического
предела текучести У превышает значение статического предела
текучести ат в 6 раз, для магния — в 9 раз. Приведенное уравнение
состояния позволяет рассчитать давление, при котором происхо-
дит плавление металлов.

2.3.4. Разрушение материалов
при взаимодействии ударных волн
Давно известно, что характер разрушения материалов и кон-
струкций существенно различается в зависимости от того, как
осуществляется нагружение — медленно или быстро. Особенно
отчетливо это различие проявляется, когда нагружение носит
ударноволновой характер и разрушение происходит при взаимо-
действии ударных волн (точнее, при взаимодействии волн разре-
шения, следующих за фронтом ударной волны).
В качестве примера рассмотрим прямоугольный брусок с
внутренней полостью (рис. 2.14, а). Если внутри полости будет
повышаться давление (даже с достаточно большой скоростью), то
разрушение должно будет произойти по наиболее тонким сечени-
ям бруска (рис. 2.14, б) в соответствии с известной истиной со-
промата «где тонко — там и рвется». В случае же одновременного
нагружения внутренней поверхности полости ударной волной, на-
пример при детонации расположенного на этой поверхности слоя
ВВ, разрушение бруска произойдет по четырем самым толстым
его сечениям (рис. 2.14, в). Почему? Да потому, что именно в тол-
стых сечениях бруска и происходит взаимодействие волн разреже-
ния, возникающих при отражении цилиндрической расходящейся
ударной волны от плоских граней. В области взаимодействия волн
разрежения возникают большие кратковременные растягивающие
напряжения, приводящие к разрушению материала (отделению
части материала). Такое разрушение, вызываемое взаимодействием
а б в
Рйс. 2.14. Качественная картина разрушения прямоугольного бруска с
ВнУтренней полостью:
а схема бруска с полостью; б — вид разрушения в статике; в — вид разруше-
Нйя при ударноволновом нагружении
143

б
Рис. 2.15. Схема образования растягивающих напряжений при соударе-
нии ударника (У) и мишени (М):
а — х—/-диаграмма: УВ — ударная волна; ВР — волна разрежения, ОГ— грани-
ца раздела; б — изменение напряжения в произвольном сечении хА (цифры соот-
ветствуют областям, отмеченным на я:—/-диаграмме)
144

в0Лн разрежения, называется разрушением отколом (или кратко —
0тколом).
Простейшим примером того, как происходит откол, является
разрУшение материала при отражении плоской ударной волны от
свободной плоской поверхности образца. Такая ударная волна мо-
жет возникнуть при подрыве заряда ВВ на поверхности образца с
помощью удара высокоскоростной пластины, электровзрыва ме-
таллической фольги, действия импульсов излучения, приводящих
к испарению поверхностного слоя образца или созданию неста-
ционарных температурных полей. Рассмотрим процесс образова-
ния растягивающих напряжений в одной из указанных типичных
схем постановки эксперимента: удар свободно летящей пластины
(ударника) по неподвижной толстостенной пластине (мишени)
(рис. 2.15). Траектории ударных волн и волн разрежения, возни-
кающих при ударе, а также траектории границы раздела пластин и
одного из произвольных сечений мишени изображены на рис. 2.15, а
в координатах (х9 /), где х — путь, I — время. В точках А и С —
точках выхода ударных волн на свободные поверхности ударника
и мишени — образуются волны разрежения*, распространяющиеся
навстречу друг другу. В области их взаимодействия напряжения
становятся растягивающими. В любой фиксированный момент
времени наибольшее растягивающее напряжение достигается на
слабом разрыве ВКЕ, а максимальное растягивающее напряжение —
в точке К пересечения слабых разрывов СЭ и ВЕ (крайних харак-
теристик веера). Характерная зависимость напряжения от времени
в некотором произвольном сечении мишени хА представлена на
рис. 2.15, б. Разрушение мишени отколом происходит в сечении,
где раньше всего начинают выполняться критерии разрушения.
Для грубых оценок часто используется так называемое акустиче-
ское приближение. В этом приближении, если материалы ударни-
ка и мишени одинаковы, импульс растягивающих напряжений
имеет прямоугольную форму, амплитуду араСт = 0,5росо^/о и дли-
тельность *н = 28! /с0 (р0 — начальная плотность материалов ми-
шени и ударника; с0 — скорость звука в них; 11о — скорость удар-
Эти волны разрежения называются центрированными и описыва-
^тся веером характеристик (на рис. 2.15 указаны крайние из них), каждая
Из которых есть слабый разрыв, т. е. небольшое изменение параметров
Тет*ения.
145

Рис. 2.16. Схема, иллюстрирующая «прохождение» ударника (У) через
мишень (М):
УВ — ударная волна; ВР — волна разрежения
ника; 8] — толщина ударника). Схематично картина откола вы-
глядит так, будто ударник «проходит» через мишень и продолжает
лететь с той же скоростью (рис. 2.16). Если амплитуда ударной
волны достаточно велика, то по описанной схеме может произойти
второй откол, третий и т. д., т. е. мишень может разделиться на
несколько отдельных отколовшихся слоев.
Завершенной теории разрушения материалов отколом при
действии кратковременных растягивающих напряжений пока не
существует. Результаты проведенных исследований демонстриру-
ют сложный характер разрушения отколом. К настоящему времени
выяснены многие детали этого физического явления (в том числе
на микроуровне), получены важные сведения для предсказания
возможности разрушения материалов отколом, разработаны чис-
ленные модели описания явления откола. Показано, что прочность
материалов при отколе (откольная прочность) аотк зависит от фор-
мы и длительности импульса растягивающих напряжений, напря-
женно-деформированного состояния среды и физических факто-
ров (температуры, исходной микроструктуры и т. д.), т. е. отколь-
ная прочность представляет собой функцию многих переменных и
постоянных параметров. Для численного прогнозирования воз-
146

поясности разрушения материалов отколом в разное время пред-
ложен ряд аналитических критериев откольной прочности. Рас-
смотрим некоторые из них.
Простейший критерий откольной прочности (по аналогии со
статическим нагружением) аотк = сопз*. Последующее изучение про-
цесса разрушения отколом показало, что этот критерий может при-
вести к завышению разрушающих напряжений, однако ввиду просто-
ты он часто применяется в инженерной практике. Более полное и де-
тальное описание процесса разрушения отколом достигается в том
случае, если рассматривать его как событие, протекающее во време-
ни. В плоскости (а, /) совокупность реализующихся при ударновол-
новом растяжении состояний может быть описана некоторой кривой,
разделяющей их на две области: выше кривой — область состояний,
в которой происходит разрушение отколом, ниже кривой — область
состояний, в которой разрушение не происходит. Соответствующие
этой кривой значения времени могут быть названы значениями вре-
мени разрушения отколом. Физический смысл этой кривой очевиден:
если мгновенно приложить некоторое растягивающее напряжение аь
то полное разрушение отколом произойдет тогда, когда время дейст-
вия этого напряжения будет равно соответствующему ему значению
1\ на этой кривой или превысит его. Одним из критериев, учитываю-
щих время действия напряжения, является интеграл повреждений
Тулера — Бучера
^отк=1ИО-СТоГЛ,
где г| и сто — постоянные параметры, полученные экспериментально.
Интегрирование по времени начинается в момент времени /0? когда
су = сто. При выполнении в некотором сечении условия Котк = Кш где
Км — постоянная материала, происходит разрушение. Так, напри-
мер, для меди г| = 2; а0 = 0,75 ГПа; Км = 0,19 ГПа2 • мкс.
В основе энергетического критерия откольной прочности
лежит представление о том, что работа, затрачиваемая на разрыв
Материала при разрушении отколом в области взаимодействия
волн разрежения, совершается за счет упругой энергии, запасен-
ной в импульсе растягивающих напряжений. Откол будет иметь
Место, если количество упругой энергии окажется достаточным
Для протекания этого процесса.
147

Эти пороговые критерии откольной прочности не раскрыва-
ют физической природы механизма откола. Тем не менее для мно-
гих практических задач их применение оправданно.
В отличие от пороговых критериев, предполагающих про-
цесс разрушения отколом мгновенным при выполнении некоторых
критических условий, успешно разрабатываемые в настоящее вре-
мя кинетические критерии постулируют развитие процесса разру-
шения во времени. Они построены на определенных предположе-
ниях о механизме разрушения. Одним из наиболее известных под-
ходов к общей проблеме прочности твердых тел является
использование кинетического уравнения долговечности — зависи-
мости времени т наступления разрушения от разрушающего напря-
жения ар и температуры Т [36]:
т = х0ехр-
къТ
где То — период колебания атомов в решетке; Есуб — энергия суб-
лимации; у — структурно-чувствительный коэффициент; кБ — по-
стоянная Больцмана.
Многочисленными исследованиями показано, что это соот-
1ё*
3
-6
-9
О
6 аотк, ГПа
Рис. 2.17. Зависимость от-
кольной прочности <зотк от
долговечности т для области
вблизи резкого излома кривой
(т*1(Г4с)
148
ношение может успешно приме-
няться для описания разрушения
различных материалов (металлов,
полимеров) в широком диапазо-
не значений долговечности: т =
= 107...10~3 с. Однако попытки рас-
пространить его на область долго-
вечности т = 10~5... 10~10 с, в которой
происходят отколы, показали, что
«откольные» экспериментальные
данные не описываются этим урав-
нением: для их описания необходи-
мо значительно изменить значения
параметров т0, Есуб и у (рис. 2.17).
Таким образом, существуют «ста-
тическая» и «динамическая» (от-
кольная) ветви долговечности. Их
отличие друг от друга объясняется
различием механизмов необратимо-

0 деформирования, приводящего к разрушению: на «динамиче-
к0й» ветви разрушение носит атермический характер. Кинетиче-
ский характер процесса разрушения отколом предполагает, что в
сечении, в котором произойдет разрушение, растягивающие напря-
жения действуют в течение конечного времени. Разрушение отколом
трактуется как протекающий во времени процесс развития и накоп-
ления микроповреждений в материале.
В основе разработанных кинетических моделей лежит поня-
тие меры поврежденности со — числовой характеристики степени
разрушения материала (см., например, [33]). Значительный про-
гресс в развитии кинетических моделей разрушения отколом свя-
зан с использованием для описания процессов зарождения и раз-
вития дефектов в нагруженном материале статистических методов,
для чего вводится функция распределения дефектов (трещин, пор)
по их параметрам, характеризующим размер, форму и ориентацию
дефектов.
В настоящее время нет экспериментальных методов, с помо-
щью которых можно было бы проводить прямые измерения пара-
метров состояния материала непосредственно в зоне разрушения
отколом (в зоне откола). В связи с этим для описания процесса раз-
рушения отколом в настоящее время широко используется совмест-
ный анализ результатов физического и численного экспериментов.
Очевидно, что максимальную информацию для такого анализа пре-
доставляют результаты экспериментов, в которых осуществляется
регистрация во времени каких-либо кинематических параметров,
связанных с процессом разрушения отколом. Одним из основных
методов исследования такого рода является метод непрерывного
измерения скорости свободной поверхности образца при отражении
от нее плоской ударной волны. Обратимся вновь к рис. 2.15, а, на
котором приведена схема нагружения образца ударником, движу-
щимся со скоростью (Уо- При отражении ударной волны от свобод-
ной поверхности последняя скачком приобретает скорость м?\ = С/о и
начинает тормозиться за счет влияния прочности материала (ведь
Разрушения отколом еще не произошло, и материал сопротивляется
Растяжению). В точке К при разрыве материала вновь образуется
волна сжатия, напряжение в которой скачком повышается от отри-
цательного значения (-аотк) до нуля. В момент выхода этой волны
на свободную поверхность (точка В) вновь происходит скачкооб-
разное увеличение ее скорости м>. В отколовшемся слое материала
149

Рис. 2.18. Зависимость скорости
движения свободной поверхности
при отколе от времени
продолжают циркулировать удар,
ные волны и волны разрежения
амплитудой ЛсТупр, в результате
чего картина изменения скорости
свободной поверхности имеет
вид, показанный на рис. 2.18.
Наиболее информативным инст-
рументом для такого рода изме-
рений является метод измерения
скоростей свободной поверхно-
сти с помощью емкостного дат-
чика скорости, в котором сво-
бодная поверхность играет роль
движущейся обкладки конденсатора [23]. Измеренный период
циркуляции волн в отколовшемся слое позволяет вычислить тол-
щину этого слоя. Теоретически после первой циркуляции волн
скорость свободной поверхности снова должна быть равна на-
чальной скорости (м?\). В эксперименте она оказывается заметно
меньшей вследствие затрат энергии на разрушение. Характерное
значение времени разрушения (долговечности) т при взрыве заря-
да ВВ на поверхности образца составляет несколько десятых мик-
росекунды. Откольная прочность может быть рассчитана с помо-
щью соотношения [18]
Оотк = 0,5р0Со01 - И>2)
(скорости щ и м>2 см. на рис. 2.18). Если материал обладает за-
метными критическими напряжениями сдвига, то в получаемое
значение аОТк вносится определенная поправка [34, 35].
Отметим, что разность (щ - и>2) прямо связана с мерой по-
врежденное™ со. Наиболее простым методом определения отколь-
ной прочности является расчетно-экспериментальный метод, осно-
ванный на вычислении напряжения в сечении, в котором происходит
отделение отколовшегося слоя. Толщина этого слоя определяется
экспериментально, например простым улавливанием отколовшегося
слоя. Исследование методами металлографического анализа зоны
откола дает информацию о происходящих в материалах структур-
ных изменениях, вызванных процессами ударноволнового сжатия и
последующего растяжения. Регистрация в разных опытах степени
поврежденности материала в зоне откола в зависимости от интен-
150

С0вности напряжений дает информацию о кинетике и характере
развития процесса разрушения и позволяет определить уровни на-
^уясения, соответствующие зарождению повреждений на микро-
скопическом уровне. Чем быстрее происходит рост растягивающих
напряжений в области взаимодействия волн разрежения (он опреде-
ляется градиентом давления за фронтом ударной войны), тем тонь-
ше отколовшийся слой, тем меньше шероховатость поверхности
разрушения отколом (или, как ее еще называют, поверхности отко-
ла). Идеально гладкой поверхность откола может быть только в од-
ном случае — при взаимодействии так называемых ударных волн
разрежения, т. е. волн разрежения, давление которых уменьшается
не постепенно, а скачком, так, как давление ударной волны. Такое
на первый взгляд аномальное явление образования ударных волн
разрежения было предсказано академиком Я.Б. Зельдовичем в 1946 г.
В качестве примера состояния среды, в которой существуют усло-
вия для образования ударных волн разрежения, он предложил со-
стояние вблизи критической точки фазового перехода в жидкости,
где стираются различия между паром и жидкостью. Впервые экспе-
риментально ударные волны разрежения были обнаружены в ме-
талле (в железе). Причиной их образования является фазовый пере-
ход первого рода при ударноволновом сжатии, сопровождающийся
перестройкой кристаллической решетки с уменьшением ее объема.
При взаимодействии этих волн громадные растягивающие напря-
жения возникают практически мгновенно в очень узкой зоне, что и
приводит к образованию гладкой поверхности откола (ее даже на-
зывают зеркальной). Более подробное описание образования удар-
ных волн разрежения приведено в гл. 9.
Ударные волны разрежения дают уникальную возможность
исследования прочности материалов при экстремально малых вре-
менах действия нагрузки. Эта же цель достигается эксперименталь-
но при воздействии на материал кратковременных импульсов излу-
чений, следствием которого являются импульсный разогрев мате-
риала, образование ударных волн и волн разрежения, разрушение
°тколом. Явление носит название теплового удара. Применение
электронных пучков позволило детально исследовать разрушение
Различных материалов в области долговечности т = 10~7...1(Г с.
Благодаря кратковременному импульсному разогреву материала
**Ри действии электронных пучков даже в очень тонкой фольге про-
исходит множественный откол: так, вольфрамовая фольга толщи-
151

Рис. 2.19. Поперечный шлиф вольфрамовой фольги толщиной 0,02 мм
после облучения, х 500
8 ОопсГПа
б
Рис. 2.20. Зависимость откольной прочности стали стотк от температу-
ры Т(а) и времени действия нагрузки (н (б):
• — нет откола; € — зарождение откола; о — откол
ной 0,02 мм оказывается разделенной на 10 отколовшихся слоев
(рис. 2.19) [7, 37].
Начало интенсивных исследований явления откола относит-
ся к 1950-м годам. Усилиями ученых многих стран (в первую
152

очередь США и России) получен об-
ширный экспериментальный и теорети-
ческий материал, описывающий про-
цессы разрушения отколом при всех
указанных выше способах ударновол-
нового нагружения. Установлены зави-
симости откольной прочности различных
материалов (металлов, сплавов, керами-
ческих и композиционных материалов)
от основных начальных параметров: дав-
ления на фронте ударной волны, времени
действия нагрузки, температуры мате-
риала, его структуры. Некоторые харак-
терные экспериментальные зависимости
приведены на рис. 2.20. Отметим, что из
полученных в опытах с электронными
пучками экспериментальных зависимо-
стей долговечности от поглощенной
энергии (рис. 2.21) следует, что плотность поглощенной энергии,
приводящей к разрушению материалов во временном диапазоне
10~7...Ю"10 с, меньше энергетических параметров кристаллической
решетки.
Особое внимание уделяется исследованиям так называемых
«энергетических» материалов (взрывчатые составы, ядерно-актив-
ные материалы и их сплавы). При ударноволновом нагружении ВВ,
как правило, процесс разрушения предшествует процессу возбуж-
дения детонации. Поэтому исследования динамической прочности
ВВ обязательно пересекаются с исследованиями возбуждения
взрывного превращения [12].
Исследования откольной прочности урана, плутония и их
сплавов потребовали разработки специальных методик и устано-
вок, обеспечивающих радиационную безопасность при проведе-
нии испытаний, особенно при нагружении взрывом.
Литература, посвященная исследованиям явления откола,
весьма обширна. Из появившихся в последнее время источников,
гДе приведены обзоры, систематизированы и обобщены получен-
ные результаты, можно рекомендовать работы [10, 13, 21].
300 600 Е,Дж/г
Рис. 2.21. Зависимость
долговечности т от по-
глощенной энергии Е при
действии сильноточных
электронных пучков:
• — нет откола; €— зарож-
дение откола; о — откол
153

Список литературы
1. Багряное Б.В., Большаков А.П., Новиков С.А., Синицын В.А. Проч-
ность стеклоэпоксида при импульсном нейтронном облучении // Во-
просы атомной науки и техники. Сер. Импульсные реакторы и про-
стые критические сборки. 1987. Вып. 1.
2. Багряное Б.В., Квасков ГА., Новиков С.А. Устройство для испытаний
трубчатых образцов в условиях двухосного динамического растяже-
ния // Проблемы прочности. 1988. № 6.
3. Батьков Ю.В., Глушак Б.Л., Новиков С.А. Сопротивление материалов
пластической деформации при высокоскоростном деформировании в
ударных волнах: Обзор. М.: ЦНИИатоминформ, 1990.
4. Бодренко СИ., Крысанов Ю.А., Новиков С.А. Исследование распро-
странения ударных волн в пористых материалах // ПМТФ. 1979. № 6.
5. Большаков А.П., Квасков Г.А., Новиков С.А. и др. Механические
свойства урана при квазистатическом и ударно-волновом нагруже-
нии. Препринт № 54—97. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1997.
6. Большаков А.П., Новиков С.А., Синицын В.А., Цой П.А. Взрывные
устройства для механических испытаний материалов в эксперимен-
тах на импульсных реакторах // Вопросы атомной науки и техники.
Сер. Импульсные реакторы и простые критические сборки. 1986.
Вып. 1.
7. Бонюшкин Е.К., Завада НИ., Новиков С.А., Учаев А.Я. Кинетика ди-
намического разрушения металлов в режиме импульсного объемного
разогрева. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1998.
8. Воробьев А.И., Горновой А.А., Новиков С.А. Кинетический подход к
описанию упругопластических свойств материалов при ударно-
волновом нагружении // ФГВ. 1988. № 4.
9. Глушак А.Б., Низовцев П.Н., Новиков С.А. Деформация металличе-
ских цилиндров при торможении на жесткой преграде // ПМТФ.
1995. №6.
10. Глушак Б.Л., Куропатенко В.Ф., Новиков С.А. Исследование прочно-
сти материалов при динамических нагрузках. Новосибирск: Наука.
Сиб. отд-ние, 1992.
11. Глушак Б.Л., Новиков С.А., Батьков Ю.В. Определяющее уравнение
алюминия и магния для описания высокоскоростного деформирова-
ния в ударных волнах // ФГВ. 1992. № 1.
12. Глушак Б.Л., Новиков С.А., Вельский В.М. Возбуждение процесса де-
тонации в твердых гетерогенных взрывчатых веществах импульсны-
ми нагрузками: Обзор. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1993.
13. Глушак Б.Л., Новиков С.А., Рузанов А.И., Садырин А.И. Разрушение
деформируемых сред при импульсных нагрузках. Н. Новгород: Изд-
воННГУ, 1992.
154

14. Еременко А.С., Новиков С.А., Погорелое АЛ. Исследование распро-
странения и взаимодействия быстрых трещин в органическом стекле //
ПМТФ. 1979. №4.
15. Еременко А.С., Новиков С.А., Синицын В.А. Корреляция релаксаци-
онных и энергетических характеристик разрушения полимеров при
высоких скоростях нагружения // Докл. АН СССР. 1986. Т. 286, № 6.
16. Еременко А.С., Новиков С.А., Синицын В.А. Определение трещино-
стойкости и энергии разрушения хрупких материалов при ударном
расклинивании // Проблемы прочности. 1996. № 4.
17. Еременко А.С, Новиков С.А., Синицын В.А. Трещиностойкость поли-
карбоната и полиметилметакрилата при высоких скоростях нагруже-
ния // Физико-химическая механика материалов. 1985. № 4.
18. Забабахин Е.И. Некоторые вопросы газодинамики взрыва. Снежинск:
РФЯЦ—ВНИИТФ, 1997.
19. Иванов А.Г., Новиков С.А., Синицын В.А. Исследование упругопла-
стических волн в железе и стали при взрывном нагружении // Физика
твердого тела. 1963. Т. 145, вып. 1.
20. Игнатова О.Н. Упругопластическая модель динамического дефор-
мирования 23811 и его сплава с молибденом // Тезисы конференции
«Забабахинские научные чтения». Снежинск: РФЯЦ—ВНИИТФ,
1998.
21. Капель Г.И., Разоренов СВ., Уткин А.В., Фортов В.Е. Ударно-
волновые явления в конденсированных средах. М.: Янус-К, 1996.
22. Катаев Ю.Г., Новиков С.А., Синицын В.А. Определение температур-
ной зависимости механических свойств металлов с использованием
взрывного нагружения и импульсного электрического разогрева //
Проблемы прочности. 1981. № 2.
23. Новиков С.А., Дивное ИИ., Иванов А.Г. Исследование разрушения
стали, алюминия и меди при взрывном нагружении // Физика метал-
лов и металловедение. 1966. Т. 21, вып. 4.
24. Новиков С.А., Дивное ИИ, Иванов А.Г. О фазовом переходе в железе
при ударном сжатии // Физика металлов и металловедение. 1966.
Т. 21, вып. 2.
25. Новиков С А. Напряжения сдвига и откольная прочность материалов
при ударных нагрузках (Обзор) // ПМТФ. 1981. № 3.
26. Новиков С.А., Петров В.А. Установки взрывного типа для механиче-
ских испытаний материалов и конструкций: Обзор. М.: ЦНИИатом-
информ, 1989.
27. Новиков С.А. Прочность конструкционных материалов при интен-
сивных ударных нагрузках // Высокие плотности энергии. Саров:
РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1997.
2^- Новиков С.А., Пушков В.А. Исследование динамической трещино-
стойкости конструкционных материалов при различных температу-
155

рах // Сб. докладов III семинара «Динамическая прочность и трещи^
ностойкость материалов». Киев, 1—3 октября 1991 г.
29. Новиков С.А., Синицына Л.М. О влиянии давления ударного сжатия
на величину критических напряжений сдвига в металлах // ПМТф
1970. №6.
30. Новиков С.А., Синицын В.А., Иванов А.Г., Васильев Л.В. Упругопла-
стические свойства ряда металлов при взрывном нагружении // фи,
зика металлов и металловедение. 1966. Т. 21, вып. 3.
31. Новиков С.А., Синицын В А. О влиянии температуры на упругопла-
стические свойства стали при взрывном нагружении // Проблемы
прочности. 1976. № 12.
32. Новиков С.А., Синицын В.А., Цой П.А. Исследование динамических
диаграмм сжатия металлов при повышенных температурах // Про-
блемы прочности. 1980. №11.
33. Новиков С.А., Трунин И.Р., Рузанов А.И. Исследование кинетики от-
кол ьного разрушения. Препринт № 15. М: ЦНИИатоминформ, 1991.
34. Новиков С А., Чернов А.В. Об определении величины откольной
прочности по измеренным значениям скорости свободной поверхно-
сти образца // ПМТФ. 1982. № 5.
35. Новиков С.А., Чернов А.В. О влиянии критических напряжений сдви-
га за фронтом ударной волны на образование отколов // ПМТФ. 1977.
№2.
36. Селиванов В.В. Механика разрушения деформируемого тела: Учеб-
ник для втузов. 2-е изд., испр. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана,
2006. (Прикладная механика сплошных сред: В 3 т. / Науч. ред.
В.В. Селиванов; Т. 2).
37. Учаев А.Я., Бонюшкин Е.К., Новиков С.А., Завада НИ. Откольное
разрушение металлов в режиме быстрого объемного разогрева: Об-
зор. М.: ЦНИИатоминформ, 1991.

Часть II
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
ВЗРЫВОМ
Глава 3
Упрочнение металлов и сплавов взрывом
3.1. Взрывные устройства,
используемые для упрочнения взрывом
3.1.1. Общая характеристика деформационного упрочнения
Реальная прочность изделий ограничивается либо возникно-
вением в них пластических деформаций, либо их разрушением. Для
повышения прочности изделия необходимо увеличивать значения
не только предела текучести ат и предела прочности ав (временного
сопротивления) материала, из которого изготовлено изделие, но и
таких характеристик материала, как предельное относительное уд-
линение 8уДл, относительное сужение поперечного сечения \|/, удар-
ная вязкость КС11. Однако осуществить это одновременно в полной
мере не всегда возможно, поскольку упрочнение материала класси-
ческими методами, как правило, приводит к его охрупчиванию — к
уменьшению значений 5удл, ц/, КС\] и, как следствие, к снижению
трещиностойкости и пластичности, что не всегда удовлетворяет ус-
ловиям эксплуатации изделий. Поэтому на практике стремятся дос-
тичь оптимального сочетания прочности и пластичности материалов.
Пластическое деформирование металлов и сплавов обычно
осуществляется путем перемещения дислокаций вдоль плоскостей
скольжения. Поэтому упрочнить материал можно либо путем соз-
дания бездислокационных структур, либо введением в структуру
материала препятствий на пути движения дислокаций.
Бездислокационные материалы, например нитевидные кри-
сталлы, обладают высокой прочностью, близкой к теоретической
^Рис. 3.1). По мере накопления дефектов кристаллической решетки
прочность материалов быстро уменьшается и достигает минимума
157

1
<
)СТЬ
Прочн(
1
1
V2
1
1
1
и=
5-
^
^
<
Плотность дислокаций
и других дефектов
Рис. 3.1. Зависимость проч-
ности кристаллических ма-
териалов от плотности дис-
локаций и других дефектов
кристаллической решетки:
1 — теоретическая прочность;
2 — прочность чистых моно-
кристаллов; 3 — реальная
прочность металлов; 4 — чис-
тые металлы; 5 — упрочнен-
ные металлы
при некотором значении плотности
дислокаций Л^дисл. Обычные металлы и
сплавы и изделия из них, получаемые
с помощью стандартных технологий,
насыщены дислокациями и другими
дефектами. Их состояние характеризу-
ется правой частью графической зави-
симости прочности от плотности де-
фектов кристаллического строения,
представленной на рис. 3.1. Следова-
тельно, их упрочнение возможно толь-
ко при плотности дислокаций более
Мдисл- Эффект упрочнения связан с тем,
что при увеличении плотности дисло-
каций создается структура, препятст-
вующая перемещению дислокаций. Су-
ществуют несколько методов обработки
материалов, с помощью которых можно
увеличивать плотность дислокаций, на-
пример пластическое деформирование
(деформационное упрочнение), легиро-
вание, термическая обработка, воздей-
ствие ионизирующего излучения и др.
Деформационное упрочнение со-
стоит в том, что по мере увеличения
степени пластической деформации напряжение, необходимое для
дальнейшего деформирования материала, возрастает. Упрочнение
пластичных материалов при деформировании происходит в резуль-
тате образования сетки дислокаций, которые препятствуют даль-
нейшему движению дислокаций, либо закрепляя их, либо выстраивая
в определенном порядке. К такому виду упрочнения относится и уп-
рочнение материалов при воздействии на них сальных ударных волн.
3.1.2. Схемы взрывных устройств,
используемых для упрочнения
Из большого числа разнообразных явлений, сопровождаю-
щих воздействие ударных волн на металлы, практически важными
являются два: изменение микроструктуры и изменение механиче-
158

кйх свойств металлов. При правильном выборе параметров на-
гружения увеличиваются поверхностная твердость, износостой-
кость и прочность деталей из различных сталей, алюминиевых,
титановых и других металлических сплавов.
Физические основы упрочнения металлов взрывом изложе-
ны в работе [1], металловедческие аспекты — в работе [27], а при-
зеры практического использования и достигнутые результаты
приведены в работе [20].
Для получения заметного эффекта упрочнения необходимо
воздействие на металлы достаточно сильных ударных волн. Удар-
ные волны в упрочняемом материале создаются или контактным
взрывом заряда ВВ, или ударом пластины. При нормальном паде-
нии детонационной волны на поверхность детали или нормальном
ударе пластины упрочнение осуществляется во фронте прямой
ударной волны, а при скользящей детонации или косом ударе пла-
стины — во фронте косой ударной волны (рис. 3.2). Параметры
нагружения рассчитывают с помощью методов, описанных в гл. 1.
В промышленных масштабах упрочнение обычно осуществляется
ударными волнами, образующимися при скользящей детонации
тонких слоев пластичных или эластичных ВВ [9], находящихся в
плотном контакте с упрочняемой деталью (рис. 3.2, а). Значения
основных характеристик промышленных пластичных и эластич-
ных ВВ приведены в табл. 1.2. Плотность таких ВВ составляет
1,5... 1,6 г/см3, скорость детонации — 7...8 км/с, а достигаемое с
помощью таких ВВ давление ударных волн, распространяющихся
в стальной детали, — 15...20 ГПа. Для увеличения давления на-
гружения используют более сложные схемы нагружения падаю-
щей детонационной волной (рис. 3.2, б). При нормальном отраже-
нии детонационной волны от границы раздела сталь — ВВ давле-
ние ударной волны достигает 35...40 ГПа. Для дальнейшего
Увеличения давления нагружения необходимо использовать бо-
лее мощные ВВ или осуществлять нагружение в режиме нерегу-
лярного отражения детонационной волны от поверхности упроч-
няемой детали. Высокое давление нагружения может быть дос-
тигнуто также при нагружении упрочняемой детали ударом
Металлической пластины, разгоняемой взрывом (рис. 3.2, в, г): при
Ск°рости стальной пластины-ударника 1500 м/с давление нагруже-
Ния стальной детали составляет 30 ГПа, при скорости 2000 м/с —
159

Рис. 3.2. Схемы упрочнения взрывом:
а — упрочнение детали во фронте косой ударной волны, образованной при сколь-
зящей детонации слоя ВВ; б — упрочнение во фронте прямой ударной волны,
образованной при нагружении детали падающей детонационной волной; в —
упрочнение при косом ударе пластины; г — упрочнение при нормальном ударе
пластины; 1 — заряд ВВ; 2 — упрочняемая деталь; 3 — основание; 4 — система
возбуждения детонации; 5 — детонационный волновой генератор; 6 — пластина-
ударник; УВ — упрочняющая ударная волна
Для создания детонационных волн с плоским или прямоли-
нейным фронтом используют детонационные волновые генерато-
ры, конструкции которых описаны в гл. 1.
При скользящей детонации увеличить давление нагружения
упрочняемой детали можно путем размещения между зарядом ВВ
и деталью тонкой пористой прослойки из достаточно плотных по-
рошкообразных материалов — песка или металлических порош-
ков. В этом случае ударная волна, образующаяся в пористой про-
слойке при детонации ВВ, уплотняет порошкообразный материал
до сплошного состояния и разгоняет его до некоторой скорости.
Нагружение упрочняемой детали осуществляется ударом уплот-
ненного порошкообразного материала. Описанный процесс нз-
160

рис. 3.3. Нагружение упрочняемой детали через пористую прослойку:
а — р—и-диаграмма процесса; б — х—?-диаграмма процесса; а — ударная адиа-
бата материала упрочняемой детали; Ь — изоэнтропа расширения продуктов де-
тонации ВВ; с — ударная адиабата материала пористой прослойки; (Л — ударная
адиабата повторного сжатия материала пористой прослойки
гружения детали при скользящей детонации через пористую про-
слойку иллюстрируется р—и-диаграммой, приведенной на рис. 3.3.
Давление нагружения детали при наличии пористой прослойки
будет превышать давление нагружения без использования про-
слойки в том случае, если ударная адиабата повторного сжатия
материала прослойки будет лежать выше изоэнтропы расширения
продуктов детонации. Использование пористой прослойки для
увеличения давления нагружения при упрочнении было предло-
жено и реализовано авторами работы [14].
При интенсивном ударноволновом нагружении детали воз-
можно ее разрушение отколом в случае отражения упрочняющей
Ударной волны от свободных поверхностей. Для предотвращения
Разрушения отколом и уменьшения остаточных деформаций уп-
рочняемую деталь либо помещают в плотную среду (вода, песок),
либо окружают пластинами и кольцами, предохраняющими от
0ткола, — «ловушками импульса» (рис. 3.4). Принцип действия
такой защиты заключается в поглощении ударноволнового им-
йульса, включая хвостовой участок волны разрежения, до того
Момента, когда волна разрежения, возникающая при выходе
Варной волны на свободную поверхность «ловушек импульса»,
^°стигнет поверхности детали [8]. При этом интерференция раз-
б"^1483 161

в
Рис. 3.4. Защита упрочняемой детали от разрушения отколом с помощью
«ловушек импульса»:
а — пространственно-временная диаграмма процесса нагружения детали с тыль-
ной «ловушкой импульса» ударом пластины; б — защита упрочняемой детали 2
от разрушения отколом с помощью боковой 3 и тыльной 4 «ловушек импульса»
(1 — метаемая пластина); в — защита от угловых отколов с помощью ВВ: / —"
генератор плоской детонационной волны; 2 — упрочняемая деталь; 3 — заряд ВВ
ненаправленных волн разрежения произойдет в «ловушках им-
пульса».
Оценим в акустическом приближении необходимые размеры
«ловушек импульса» (рис. 3.4, а, б). Пусть нагружаемая поверх-
ность детали находится под действием давления в течение време-
162

ЛИ 'н- При упрочнении детали ударом пластины !и » 25/суд, где
с — скорость звука в материале пластины-ударника; 5 — толщи-
на пластины-ударника, а при контактном взрыве /н *(2...3)/г//),
где к — толщина слоя ВВ; В — скорость детонации. Если / —
т0лщина детали, то время *ь в течение которого деталь находится
под действием сжимающих напряжений, равно /,«/н+//сд, где
с —■ скорость звука в материале детали. Для предотвращения
тыльного откола необходимо толщину тыльной «ловушки импуль-
са»/! выбрать такой, чтобы время прихода тыльной волны разре-
шения на границу раздела «ловушки импульса» с упрочняемой де-
талью 12 «//сд +2/|/сли, где сл.и — скорость звука в материале
«ловушки импульса», превышало время 1\. Из этого следует фор-
мула для определения толщины /1: /| >*нсл>и/2. Если материалы
пластины-ударника и «ловушки импульса» одинаковы, то услови-
ем предотвращения тыльного откола будет неравенство /| > 8.
Для предотвращения угловых отколов, происходящих при
взаимодействии продольных волн разрежения с боковыми волна-
ми, боковые поверхности детали защищают боковыми «ловушка-
ми импульса», например предохранительными кольцами толщи-
ной /2. Боковая волна разрежения достигает поверхности упроч-
няемой детали за время Хъ = /2/сли. Для того чтобы действие
боковой волны разрежения не наложилось на действие упрочняю-
щего импульса необходимо, чтобы выполнялось неравенство /з >
>Х\ или /2^сп.и{*н+1/сд)' Если материалы пластины-ударника,
упрочняемой детали и предохранительного кольца одинаковы, то
условием предотвращения угловых отколов будет неравенство
/2^25 + /.
Иногда для предотвращения угловых отколов боковую поверх-
ность упрочняемой детали также окружают слоем ВВ (рис. 3.4, в).
Ясно, что такой способ снижения интенсивности боковых волн раз-
Рвения применим в случае достаточно тонких деталей.
Для защиты поверхности упрочняемой детали от эрозионно-
г° Действия продуктов детонации используют промежуточные
прокладки или прослойки из различных материалов — пластмас-
°Ь1> резины, песка, жидкого стекла и др. Одновременно с их помо-
рю можно регулировать давление нагружения детали.
б*
163

3.2. Особенности деформирования металлов и сплавов
при ударноволновом нагружении
3.2.1. Фазовые переходы в металлах и сплавах
при ударноволновом нагружении
и их роль в упрочнении
Многие твердые тела под воздействием достаточно высоких
давлений претерпевают фазовые переходы. Фазовые переходы,
обусловленные воздействием ударных волн, имеют ряд особенно-
стей, причем возможны следующие явления:
— переход материала в более плотную фазу, вызывающий
излом ударной адиабаты;
— увеличение объема материала вследствие его разогрева
при ударноволновом сжатии, например плавление или даже испа-
рение материала на фронте ударной волны;
— отсутствие заметного изменения объема и соответственно
структуры ударной волны, например, при фазовых переходах в
сталях аустенитного класса, при изменении магнитного состояния
материала в случае воздействия на него ударных волн и при дру-
гих фазовых переходах второго рода.
Кроме того, под действием ударных волн процессы образо-
вания новых фаз, как бездиффузионные, так и сопровождающиеся
массопереносом, чаще всего завершаются за доли микросекунд,
что свидетельствует о весьма высокой скорости фазовых перехо-
дов. Однако объяснить ускорение диффузионных процессов толь-
ко высоким давлением сжатия не удается, так как при сжатии про-
исходит уменьшение концентрации вакансий, а следовательно,
снижение скорости диффузии. Необходимо учитывать интенсив-
ный пластический сдвиг, приводящий в действие дислокационные
механизмы, которые, в свою очередь, резко увеличивают концен-
трацию вакансий, ускоряющих диффузию.
Классификация полиморфных превращений, как правило, ос-
нована на изменении каких-либо свойств вещества (термодинами-
ческих, кристаллографических), типа сил межатомных связей, но-
мера координационной сферы и т. д. Кроме того, имеется также ки-
нетическая классификация, которая основана на анализе процесса
преодоления активационных барьеров при полиморфных превра-
щениях и подразделяет фазовые переходы на быстрые и медленные.
Можно выделить два кинетических механизма фазовых переходов:
164

— мартенситный, характеризующийся кооперативной (коге-
рентной) перестройкой кристаллической решетки в результате
преодоления активационного барьера путем однородного дефор-
мирования кристаллической решетки в масштабах, превышающих
молекулярные;
— диффузионный, которому свойственны активация от-
дельных атомов или молекул и преодоление энергетических барь-
еров каждым атомом или каждой молекулой индивидуально.
Фазовые переходы, происходящие по этим двум кинетиче-
ским механизмам, могут быть как медленными, так и быстрыми в
зависимости от напряженно-деформированного состояния и тем-
пературы материала. Фазовый переход, осуществляющийся по
мартенситному механизму, становится быстрым при достаточно
больших напряжениях и деформациях, а по диффузионному
механизму — при высоких температурах материала. Необходи-
мые условия для реализации диффузионного механизма фазовых
переходов при ударноволновом нагружении обеспечиваются
главным образом в «горячих» зонах (в полосах адиабатического
сдвига, в очагах хрупкого разрушения, в окрестности трещин, в
области межзеренных границ). Основной объем вещества, сжато-
го ударной волной, является сравнительно холодным, и новая
кристаллическая модификация образуется по мартенситному ме-
ханизму.
Полиморфизм при ударноволновом нагружении экспери-
ментально обнаружен у ряда металлов, оксидов, полупроводников,
многих минералов и горных пород. Например, аномальный харак-
тер (излом) адиабаты Гюгонио для железа наблюдается при давле-
нии около 13 ГПа. В результате статических измерений получены
значения давления 11,8... 13,0 ГПа, соответствующие фазовому
переходу в железе. При давлении, превышающем давление фазо-
вого перехода в железе, возможно образование плотноупакованной
е-фазы железа, обладающей, по имеющимся данным, гексагональ-
ной плотноупакованной решеткой. Был сделан вывод, что при
Давлении 13 ГПа в а-железе образуется смесь у-фазы и е-фазы с
пРомежуточной метастабильной объемноцентрированной тетраго-
нальной фазой, и установлено, что давление 12,8 ГПа соответству-
ет равновесию а-фазы и 8-фазы, а обратный фазовый переход про-
исходит при давлении 9,8 ГПа.
165

Полиморфные превращения в железе и его сплавах имеют
ряд особенностей:
— при увеличении содержания углерода в малоуглероди-
стых и среднеуглеродистых сталях с 0,02 до 0,6 % давление фазо-
вого перехода/7ф.п повышается с 13,1 до 14,1 ГПа;
— при увеличении содержания хрома в железе до 20 % зна-
чение /7ф.п повышается до 18 ГПа;
— при увеличении содержания в железе никеля до 40 % или
марганца до 20 % значение р^п понижается до 5,5 ГПа;
— при добавлении в железо ванадия до 15 % или кобальта
до 40 % значение/7ф.п резко увеличивается до 30 ГПа;
— при добавлении в железо кремния до 28 % значение /?ф п
повышается до 20 ГПа;
— при добавлении в железо молибдена до 15 % значение
7?ф.п повышается до 17 ГПа, а при дальнейшем увеличении содер-
жания молибдена до 35 % значение />ф.п понижается до 12 ГПа;
— при добавлении в железо хрома до 10 %, никеля до 5 %,
кремния до 7 %, ванадия до 3 %, молибдена до 3 % давление фазо-
вого перехода практически не изменяется;
— при динамическом нагружении давление фазового пере-
хода меньше, чем при статическом.
При исследовании микроструктуры образцов из железа по-
сле ударноволнового нагружения наличие новых фаз не обнаруже-
но, т. е. фазовый переход является обратимым. В то же время в
структуре деформированного монокристаллического железа после
воздействия на него ударной волны, на фронте которой давление
составляет 13...23 ГПа, наряду с двойникованием образуется лен-
точный рельеф, напоминающий мартенситную структуру, а значе-
ния прочности и твердости железа становятся существенно выше
начальных значений. Дальнейшее увеличение давления на фронте
ударной волны не ведет к значительному изменению микрострук-
туры и увеличению твердости. Следовательно, обратимый фазо-
вый переход а -> е -> а приводит к образованию сильно измель-
ченной и интенсивно двойникованной тонкой структуры высокой
твердости внутри зерен, размеры которых остались неизменными,
т. е. обратимый фазовый переход сопровождается упрочнением
материала.

3.2.2. Механизмы деформирования металлов и сплавов
при ударноволновом нагружении
Воздействие ударной волны на металлы должно вызывать
процессы, как упрочняющие, так и разупрочняющие нагружаемый
материал. Упрочнение может быть обусловлено дополнительным
наклепом зерен, дроблением кристаллических блоков, обратимы-
ми фазовыми переходами на фронте ударной волны и некоторыми
другими процессами, характерными для конкретных металлов (на-
пример, в стали это может быть дробление карбидной фазы). Разу-
прочнение может вызываться влиянием разогрева материала, сжа-
того ударной волной, так как малые времена делают процесс близ-
ким к адиабатическому, т. е. за время прохождения ударной волны
практически не успевает происходить теплообмен между нагре-
ваемой за счет интенсивного сжатия и пластического течения об-
ластью и окружающей средой. На нагрев материала в условиях
адиабатического сжатия расходуется тепловая энергия процесса
Ет. При этом повышение давления (увеличение значения относи-
тельного сжатия 8СЖ) влечет за собой соответствующее повышение
температуры сжатия (табл. 3.1).
Таблица 3.1
Значения температуры ударноволнового сжатия металлов
в зависимости от значения 8СЖ
Металл
Железо
Медь
Алюминий
Свинец
Относительное сжатие
§сж = р/р0
1,064
1,205
1,282
1,316
1,099
1,408
1,695
1,099
1,408
1,818
1,099
1,408
1,818
2,083
Температура ударновол-
нового сжатия, К
333
623
823
1323
633
2473
12243
613
1673
9523
633
2193
11573
21973
167

Процесс деформирования твердого тела при нагружении
ударными волнами имеет ряд существенных особенностей по
сравнению с процессами деформирования при квазистатическом и
динамическом нагружении. Расщепление ударной волны на упру,
гую, пластическую и волну, в которой осуществляется фазовый
переход, или слияние их в одну волну заметно изменяет характер
процессов, происходящих в сжимаемом материале. Например, пе-
реход от трехволновой структуры ударной волны к двухволновой
без фазового перехода приводит к резкому изменению тонкой
структуры закаленной стали. В общем случае изменения, возни-
кающие в структуре материала, зависят от формы и значения им-
пульса, времени его действия, структуры фронта ударной волны,
пути реализации нагружения и разгрузки. Для деформационных
явлений в ударных волнах при скорости деформаций 103... 106 с4
дислокационные модели, справедливые при низких скоростях де-
формаций (квазистатическое и динамическое нагружение), стано-
вятся неприемлемыми. Дело в том, что за фронтом ударной волны
с высокой скоростью движется большое число дислокаций, в то
время как при низких скоростях деформаций высокие скорости
перемещения дислокаций наблюдаются лишь в случае малой
плотности последних. Кроме того, результаты экспериментов сви-
детельствуют о возникновении поврежденности как в ударных
волнах, так и в волнах разрежения. Один из возможных механиз-
мов этого явления — увеличение интенсивности генерации то-
чечных дефектов при взаимном пересечении дислокаций, которые
при высоких скоростях перемещения обладают высокой собствен-
ной энергией и большой плотностью (при давлении 10... 100 ГПа
плотность дислокаций пропорциональна квадратному корню из
значения давления), причем скорость перемещения дислокаций,
вероятно, ограничена скоростью волн сдвига с,. Гомогенное за-
рождение дислокаций может происходить как на фронте ударной
волны, так и непосредственно за ее фронтом вследствие высокого
уровня компонент девиатора напряжений, после чего перемеще-
ние дислокаций ускоряется благодаря действию остаточных на-
пряжений сдвига и они движутся к фронту ударной волны или
от него.
Анализ многочисленных результатов экспериментов позво-
ляет выявить следующие закономерности деформирования метал-
лов и сплавов при ударноволновом нагружении:
168

— температура во фронте ударной волны и остаточная тем-
пература образца зависят как от гидростатического давления, так и
0т напряжений сдвига, хотя механизмы нагрева различны;
— фазовые переходы в основном обусловлены действием гид-
ростатического давления (шаровой составляющей тензора напряже-
ний), однако мартенситное превращение стали может быть также вы-
звано напряжениями сдвига или сдвиговыми деформациями;
— двойникование инициируется главным образом напряже-
ниями сдвига (девиаторной составляющей тензора напряжений), а
гидростатическое давление может влиять на этот процесс лишь
косвенно;
— образование точечных дефектов обусловлено в основном
напряжениями сдвига, а скорость их диффузии может как увели-
чиваться, так и уменьшаться в зависимости от гидростатического
давления;
— энергия дефектов упаковки кристаллической решетки из-
меняется в зависимости от гидростатического давления;
— источниками дислокаций являются дисперсные частицы;
так как их сжимаемость отлична от сжимаемости матрицы, то раз-
множение дислокаций контролируется гидростатическими напря-
жениями.
Связь между конечным состоянием материала при ударно-
волновом нагружении и микромеханизмами его деформирования
можно проследить по ударной адиабате (рис. 3.5). Деформирова-
ние и разрушение есть основные формы реакции материала на
действие нагрузки, которые можно представить как различные
способы релаксации напряжений. Механизмы релаксации обычно
рассматриваются на микроуровне и определяют основные меха-
низмы деформирования.
Давление р\ в точке 1 (см. рис. 3.5) соответствует упругому
пределу Гюгонио рг, и при давлении р < рг деформирование будет
осуществляться с помощью обычного механизма размножения и пе-
ремещения дислокаций, вызывающих скольжение материала по кри-
сталлографическим плоскостям, как в случае обычного квазистатиче-
ского деформирования. Время релаксации касательных напряжений
*** механизма скольжения в железе (стали) имеет порядок 10 с.
При достижении давления фазового перехода р2 = Рф.п мате-
риал из одного кристаллического состояния переходит в другое,
Что характеризуется изломом кривой в точке 2. При давлении на
169

Рис. 3.5. Ударная адиабата упругопластичного материала, испытывающе-
го фазовый переход, и структура ударной волны в зависимости от давле-
ния нагружения:
с/ — скорость упругой волны; Оь /)}, йи и Дп — скорости пластических волн;
Д V — скорость единой упругопластической волны
фронте ударной волны р3 в точке 3 происходит слияние пластиче-
ских волн. Поэтому если давление на фронте ударной волны будет
выше, чем в точке /, но ниже, чем в точке 4, то нагружение ока-
жется двух- или трехволновым и деформирование будет осущест-
вляться с помощью двух механизмов — скольжения и двойнико-
вания. По мере увеличения давления на фронте ударной волны и
скорости деформаций роль двойникования растет, так как двойни-
кование является более предпочтительным по времени (более «бы-
стрым») механизмом релаксации напряжений. Время релаксации
—8
для механизма двойникования в железе (стали) имеет порядок 10 с.
Для начала процесса двойникования нужны значительно боль-
шие напряжения, чем для скольжения, но далее двойникование
будет осуществляться при меньших усилиях. Наиболее часто
двойникование встречается в металлах с объемноцентрированнои
решеткой, а его развитию способствует увеличение скорости де-
формаций. Значительное влияние на интенсивность двойникова-
ния оказывает предварительное деформирование материала, на-
гружаемого ударной волной: чем сильнее деформирование зерен
при прокатке или ином виде термомеханической обработки метал-
170

да, тем меньше количество двойникующихся зерен во фронте
ударной волны.
Нагружение материала выше точки 4 является одноволно-
зым, а время нагружения становится особенно малым, что прояв-
ляется в резком изменении структуры материала. При этом меня-
йся механизм деформирования. Таким механизмом могут являть-
сЯ вынужденное зарождение дислокаций при реализации
теоретической прочности материала, потеря устойчивости кри-
сталлической решетки и последующий одновременный сдвиг кри-
сталла относительно некоторой кристаллографической плоскости
(тотальный сдвиг). Формально этот механизм может быть пред-
ставлен как предельный случай сверхзвукового перемещения дис-
локации. При достижении теоретического предела прочности за-
рождается предельное количество дислокаций (~1012см~2), а время
релаксации меньше, чем при скольжении и двойниковании. На-
пример, для железа (стали) это время имеет порядок 10"11 с.
Рассмотрим некоторые особенности высокоскоростного де-
формирования железа (стали), опираясь на приведенную класси-
фикацию механизмов релаксации напряжений при нагружении
материала ударными волнами. Очевидно, что при образовании од-
новолновой структуры (для железа/? >р4 « 67 ГПа) двойникование
становится невыгодным, так как появляется механизм с меньшим
временем релаксации. Экспериментально показано, что двойнико-
вая структура при этом исчезает и наблюдается предельное упроч-
нение металла вследствие зарождения предельного количества
дислокаций, которые «мешают» перемещению друг друга и суще-
ственно затрудняют процессы скольжения и двойникования. Сле-
довательно, при увеличении давления на фронте ударной волны
переход от многоволновой к одноволновой структуре ударной
волны влечет за собой переход от обычного механизма размноже-
ния дислокаций к вынужденному их зарождению. При этом появ-
ляются области локализации пластических деформаций, так назы-
ваемые полосы адиабатического сдвига. Пластические деформации
в полосах адиабатического сдвига достигают около 102 %, а ско-
рость деформаций составляет 106... 108 с"1.
Явление локализации деформаций при высокоскоростном
Сформировании в общем случае связано с нестабильностью и не-
г°Могенностью пластического течения, что обусловлено возникно-
Вением эффекта термического разупрочнения при адиабатическом
171

(или почти адиабатическом) пластическом деформировании. Это
явление играет важную роль при пластическом деформировании,
которое реализуется не только при динамическом нагружении ме-
таллов и сплавов ударом и взрывом, но и при механической или
криогенной обработке металлов, при обработке металлов давлени-
ем, при отколах, сопровождающих ударноволновую обработку
металлов и сплавов. Подобная локализация деформаций происхо-
дит и при сравнительно невысоких давлениях в сталях, либо со-
держащих значительное количество легирующих добавок, либо
предельно упрочненных. В последнем случае механизмы, генери-
рующие развитие полос адиабатического сдвига, необязательно
связаны с локализацией пластических деформаций и локальным
нагревом материала (нагрев может быть невелик, менее 100 °С), а
могут быть обусловлены задержкой локализации пластических
деформаций вследствие их гетерогенности в поликристаллах.
Очевидно, что теплота, выделяемая при пластическом де-
формировании, концентрируется в окрестности полосы адиабати-
ческого сдвига только в том случае, когда выделение теплоты про-
исходит быстрее, чем ее отвод за счет механизма теплопроводно-
сти. При этом адиабатический нагрев может вызвать значительное
повышение температуры в локализованном объеме и снижение
локального предела текучести, если значение термического разу-
прочнения превысит значение изотермического деформационного
упрочнения. Так как степень локального разупрочнения увеличи-
вается с повышением температуры, то деформации локализуются в
полосах адиабатического сдвига и разрушение происходит по
плоскостям микроскопического скольжения. Полосы адиабатиче-
ского сдвига всегда имеют конечную ширину, поэтому температу-
ра материала в зоне сдвига зависит также от ширины полосы адиа-
батического сдвига.
Твердость стали в полосах адиабатического сдвига в 1,5 раза
выше твердости основного металла и соответствует твердости
мартенсита. Рентгеновская дифрактометрия полос адиабатиче-
ского сдвига зафиксировала параметры решетки, хорошо совпа-
дающие с параметрами объемноцентрированной тетрагональной
решетки мартенсита, а электронный микроанализ не обнаружил
изменений химического состава стали в полосах адиабатического
сдвига. Это означает, что время адиабатического сдвига слишком
мало для протекания диффузионных процессов. С помощью элек-
172

тронной микроскопии реплик микроструктура полос адиабатиче-
ского сдвига идентифицирована как мелкозернистый неотпущен-
ньш мартенсит, в котором отсутствуют карбидные включения.
Особенностями процесса высокоскоростного деформирова-
ния по сравнению с процессом деформирования при квазистатиче-
ском нагружении обусловливается действие дополнительных фак-
торов, влияющих на повышение прочности материала на фронте и
за фронтом ударной волны. Во-первых, при высокоскоростном
деформировании, характеризующемся высокими значениями на-
пряжений, резко увеличивается скорость перемещения дислокаций
в плоскости скольжения. При этом возрастает сопротивление ре-
шетки перемещению дислокаций, что является одной из важных
причин дополнительного роста прочности при высокоскоростном
деформировании по сравнению с квазистатическим деформацион-
ным упрочнением. Во-вторых, при высоких давлениях на фронте
ударной волны может происходить вынужденное зарождение дис-
локаций и увеличение их плотности, что также приводит к упроч-
нению. В-третьих, степень упрочнения зависит от соотношения
сдвиговой и нормальной компонент деформации. Например, если
образец в виде пластины из закаленной стали нагрузить плоской
ударной волной, падающей перпендикулярно к поверхности об-
разца, то максимальное увеличение твердости будет наблюдаться
при давлении 20...30 ГПа. Если же образец нагрузить косой удар-
ной волной, падающей под углом к поверхности образца, то такой
же результат получится при давлении 2...3 ГПа. Различие в харак-
тере упрочнения вызвано резким увеличением сдвиговой компо-
ненты деформации при скользящем косом ударном нагружении.
В-четвертых, степень упрочнения зависит от относительного со-
держания различных компонентов в сплавах. Например, степень
упрочнения сталей, имеющих одинаковый статический предел те-
кучести, возрастает пропорционально содержанию в них углерода.
Границей между квазистатическим и динамическим нагружением,
а следовательно, между квазистатическим и динамическим типом
Деформирования (квазистатическим и динамическим упрочнени-
ем) служит порог скорости деформаций, выше которого происхо-
дит резкое увеличение предела текучести данного материала.

3.3. Зависимость параметров упрочнения
металлов и сплавов
от интенсивности ударноволнового нагружения
В зависимости от того, какие процессы происходят в метал-
лах и сплавах при воздействии на них ударных волн, их условно
можно подразделить на две большие группы. В первую группу
входят хорошо упрочняющиеся металлы и сплавы. К ним относят-
ся отожженные металлы и однофазные сплавы: алюминий, медь,
серебро, железо, ниобий, никель, а-латунь, стали аустенитного
класса (1Х18Н10Т, ПЗЛ). При нагружении взрывом их твердость
возрастает в 1,5—2,5 раза. Во вторую группу входят материалы,
которые при нагружении взрывом либо незначительно упрочняют-
ся, либо даже разупрочняются. К ним относятся гетерофазные
сплавы с развитой (тонкой) мозаичной структурой, образованной в
результате наклепа или термообработки. Твердость таких сплавов
в начальном состоянии достаточно велика. Более точная класси-
фикация металлов и сплавов, учитывающая фазовые переходы в
ударных волнах, приведена в работе [21].
Механизмы упрочнения металлов и сплавов при нагружении
взрывом сложны и многообразны [8, 27]. Степень упрочнения опре-
деляется количеством дефектов, остающихся в кристаллической ре-
шетке после прохождения ударной волны. Наиболее наглядно харак-
тер изменения субструктуры металла (в данном случае меди) при на-
гружении взрывом представлен на рис. 3.6 [27]. Нагружение взрывом
приводит к формированию чрезвычайно мелких субзерен. Материа-
лы с субмикрозернистой структурой (размер частиц 0,1... 1,0 мкм)
благодаря большой объемной доле межзеренных границ приобрета-
ют повышенную прочность при сохранении пластичности.
Ударноволновое нагружение упрочняемой детали характе-
ризуется следующими параметрами: давлением на фронте ударной
волны р\ формой нагружающего импульса, определяемой дли-
тельностью ударноволнового воздействия (н и крутизной передне-
го фронта ударной волны. На эффект упрочнения оказывает также
существенное влияние остаточная деформация, зависящая от спо-
соба и интенсивности нагружения.
Авторами работы [7] на основании анализа эксперименталь-
ных данных сделан вывод, что основным параметром, определяю-
щим остаточные свойства металлов и сплавов после ударно-
174

. 4;
и
г^
□
а
в
Рис. 3.6. Субструктура кристалла в зависимости от вида обработки:
а — исходный кристалл (состоит из крупных фрагментов с небольшими углами
разориентировки); б — квазистатическое деформирование (образуются крупные
разориентированные субзерна); в — упрочнение взрывом (образуются мелкие
элементы субструктуры)
волнового нагружения, является давление на фронте ударной вол-
ны. Влияние длительности ударноволнового воздействия в рассмат-
риваемом диапазоне значений времени сжатия на остаточные меха-
нические свойства незначительно (исключение — сталь Гадфильда
ПЗЛ), поэтому в первом приближении его можно не учитывать.
Для инженерных приложений большое значение имеют кор-
реляционные зависимости параметров упрочнения металлов и
сплавов от интенсивности ударноволнового нагружения. Путем
обработки многочисленных экспериментальных данных разных
авторов такие зависимости получены авторами работы [7]. В каче-
стве масштабной характеристики прочностных свойств материала,
в наибольшей степени отражающей свойства дефектов, выбрана
теоретическая прочность, равная 0,1С (С — модуль сдвига). Для
175

увеличения твердости материала А НУ в зависимости от давления
нагружения/? получено соотношение
АНУ = 0,43НУ0
0,1С
(3.1)
где НУ0 — начальное значение твердости материала по Виккерсу;
АНУ = НУ - НУ0 — приращение твердости после нагружения
взрывом. Факт линейной зависимости приращения твердости от
квадратного корня из значения давления рт отмечается также в
работе [17].
Значительно менее полные данные об увеличении предела те-
кучести Аат = ат - ат0 в зависимости от давления нагружения р опи-
сываются с несколько большим разбросом линейной зависимостью
Аа=0,48а
тО
О, КГ
(3.2)
где ат0 — начальное значение предела текучести. Исходные дан-
ные для зависимостей (3.1) и (3.2) представлены в табл. 3.2 [7].
Таблица 3.2
Исходные данные для зависимостей (3.1) и (3.2)
Материал
Медь:
чистая
техническая
Никель:
чистый
технический
Латунь 70/30
Сталь коррози-
онно-стойкая:
304
301
316
Ниобий
Титан
Тантал
Алюминий
Сплав АМгб
Монель
О, ГПа
40,6
40,6
80,2
80,2
40,8
76,6
76,6
78,3
57,6
41,5
70,5
26,0
27,0
66,0
НУ0, ГПа
0,55
0,6
1,0
1,3
1,0
1,5
1,6
1,5
0,676
1,95
0,68
0,134
—
0,12
СТто
0,09
0,1
—
0,23
0,1
0,215
0,23
0,22
—
—
0,165
—
0,175
0,184
-*рекр> ^
540
540
690
690
470
720
720
720
1104
776
1308
370
350
650
Ррекр, ГПа
56,5
56,5
93,5
93,5
40,0
'86,0
86,0
86,0
90,0
56,5
110,0
22,7
15,7
73,7 _
176

На использование зависимостей (3.1) и (3.2) для параметров
дНУ и Дстт имеется ряд ограничений. Во-первых, в процессе уп-
рочнения железа и сталей ферритного класса вследствие фазового
перехода прир > 13 ГПа их твердость резко увеличивается и зна-
чительно превышает расчетную. Особенность поведения этих ма-
териалов заключается в том, что обратимый фазовый переход
а -> е -> а является мощным дополнительным источником дефек-
тов, не функционирующим при ударноволновом нагружении ма-
териалов, не испытывающих фазовых переходов. Во-вторых, име-
ются особенности в расположении экспериментальных точек, ха-
рактеризующих упрочнение вольфрама, стали Гадфильда ПЗЛ и
а-латуни. Известные значения параметров упрочнения вольфрама
заметно меньше значений, определяемых по зависимостям (3.1) и
(3.2). На упрочнение стали Гадфильда ПЗЛ существенное влияние
оказывает длительность ударноволнового воздействия. Для а-ла-
туни в эксперименте получены значения параметров упрочнения
как большие, так и меньшие значений, определенных с помощью
зависимости (3.1).
Как показывает анализ зависимости (3.1), с ростом давления
ударноволнового нагружения относительное увеличение твердости
замедляется и при /?/(0,1<7)>7 становится малозаметным. При
дальнейшем увеличении давления ударноволнового нагружения
повышается остаточная температура после разгрузки детали. Ког-
да остаточная температура превысит температуру рекристаллиза-
ции Грекр = 0,4ГПлав> произойдет термическое разупрочнение —
отжиг дефектов, образованных ударной волной, и остаточные ме-
ханические свойства обрабатываемого материала станут такими
же, как свойства материала в начальном состоянии. В табл. 3.2
приведены значения давления ударноволнового нагружения ррскр,
при которых остаточная температура после изоэнтропической раз-
грузки соответствует Грекр. На практике остаточная температура
Достигает значения Грекр при меньших значениях давления нагру-
жения вследствие возникновения интенсивных пластических де-
формаций при нагружении деталей сильными ударными волнами.
Остаточные пластические деформации способствуют дополни-
тельному нагреву обрабатываемого материала.
Наиболее впечатляющие результаты упрочнения взрывом
Достигнуты для высокомарганцовистой стали Гадфильда ПЗЛ
(сталь аустенитного класса с гранецентрированной кубической
177

решеткой), содержащей 13 % марганца. При давлении на фронте
ударной волны 42 ГПа твердость и предел текучести этой стали уве.
личиваются примерно в 3 раза, при этом сохраняется ее пластичность
(относительное удлинение остается на уровне 20 %) [8,27].
В меньшей степени упрочнению взрывом подвержены ме~
таллы, структура которых насыщена дефектами. В том случае, ко-
гда исходная структура является мелкозернистой, а следовательно
имеется множество разориентирванных границ зерен, она устой-
чива к ударноволновому нагружению и упрочнить материал прак-
тически не удается. Если же дислокации не организованы в блоки
с разориентированными границами, то при ударноволновом на-
гружении структура преобразуется так, что такие границы созда-
ются. При этом твердость материала несколько увеличивается. Об
этом свидетельствуют результаты опытов по упрочнению взрывом
закаленных высокоуглеродистых сталей [21, 24].
Глубина упрочненного слоя зависит от толщины слоя ВВ к
или от толщины пластины-ударника 5. Именно эти параметры оп-
ределяют процесс затухания ударной волны. При упрочнении уда-
ром пластины глубина упрочненного слоя будет определяться ко-
ординатой точки, в которой волна разрежения, распространяю-
щаяся со стороны нагружаемой поверхности, догонит фронт
ударной волны (см. гл. 1). При упрочнении контактным взрывом
заряда ВВ зависимость амплитуды ударной волны от ее координа-
ты определяется либо численным расчетом, либо эксперименталь-
но (см. гл. 1).
3.4. Обработка взрывом
сварных соединений металлоконструкций
Сварные соединения металлоконструкций характеризуются
остаточными напряжениями и деформациями, а также зонами тер-
мического влияния швов сварных соединений (сварных швов).
Сварочные остаточные напряжения существенно снижают предел
выносливости конструкций и способствуют коррозионному рас-
трескиванию сварных швов в активных средах. В сварных швах
сосредоточены также различные дефекты — поры, непровары,
инородные включения, представляющие собой естественные кон-
центраторы напряжений. Поэтому в большинстве случаев разрУ'
178

щение сварных конструкций происходит в сварных швах и зонах
0Х термического влияния.
Одним из перспективных способов улучшения качества, по-
вышения надежности и долговечности сварных металлоконструк-
ций является обработка взрывом сварных соединений [22]. Локаль-
ное воздействие взрыва на сварной шов и околошовную зону при
правильном выборе схемы нагружения и его параметров обеспечи-
вает существенное снижение остаточных напряжений, оказывает
положительное влияние на физико-механические свойства металла
в сварном шве. Все это позволяет улучшить эксплуатационные ха-
рактеристики сварных металлоконструкций, особенно в экстре-
мальных условиях (низкие температуры, присутствие агрессивных
сред, высокий уровень внешней нагрузки).
Снятие остаточных напряжений в кольцевых сварных
швах осесимметричных конструкций. Снятие остаточных на-
пряжений основано на известном положении, согласно которому
нагружение сварного соединения взрывом должно вызвать в ме-
талле изменения напряженно-деформированного состояния, про-
тивоположные изменениям, возникшим при сварке. Воздействие
взрыва на сварной шов должно привести к локальному пластиче-
скому деформированию конструкции, достаточному для компен-
сации термопластичных («усадочных») эффектов сварки, но не
приводящему к разрушению конструкции в целом.
При расчете параметров нагружения кольцевых сварных
швов осесимметричных металлоконструкций путем локального
расширения оболочки обычно исходят из следующей простой схе-
мы нагружения и деформирования оболочки (рис. 3.7, а). Предпо-
лагается импульсный характер нагружения оболочки контактным
взрывом заряда ВВ. В процессе нагружения оболочка мгновенно
приобретает скорость 1> = //(р8), где / — удельный импульс, пе-
реданный оболочке при взрыве заряда ВВ; р — плотность мате-
риала оболочки; 8 — толщина оболочки. Запасенная на начальной
стадии кинетическая энергия в последующем затрачивается на
пластическое деформирование (расширение или сжатие) кольце-
вой области оболочки. Исходя из закона сохранения энергии при
Развитых пластических деформациях, можно определить переме-
щение стенки цилиндрической оболочки:
рКУ2
и = ,
27
179

у/Ь/^^Шщ
I
У////ШШШ&
шш
а б
Рис. 3.7. Снятие остаточных напряжений в кольцевых сварных швах осе-
симметричных оболочечных металлоконструкций с помощью локального
нагружения взрывом:
а — внутреннее нагружение сварной конструкции; б — нагружение наружным
накладным кольцевым зарядом ВВ
где У— динамический предел текучести материала оболочки; К —
внутренний радиус оболочки. Подставляя в это выражение соот-
ношение для скорости V и принимая во внимание, что окружная
деформация г = и/К, получаем
е = -
27р52
Предельно допустимую деформацию обычно ограничивают вели-
чиной 8Доп = 2...3 %. Исходя из этого ограничения, определяют
максимально допустимый импульс нагрузки
= ^2УрЪ2
Для определения требуемых размеров нагружающего заряда ВВ не-
обходимо знать взаимосвязь между удельным импульсом / и разме-
ром (высотой) и детонационными характеристиками заряда. В пер-
вом приближении для этого можно использовать соотношение [5]
180

/ = 0,ЗрввйД
где рвв и к — плотность и высота заряда ВВ; В — скорость дето-
нации. Из последних двух соотношений следует выражение для
определения максимально допустимой высоты заряда ВВ, кон-
тактный взрыв которого не разрушает оболочку:
_ У2Гр52бдоп
0,ЗрввГ>
Нагружение оболочки изнутри не всегда возможно. Напри-
мер, на трубопроводе взрывные работы могут проводиться, как
правило, только после завершения монтажно-сварочных работ,
когда доступ внутрь трубы уже невозможен. В этом случае оста-
точные напряжения растяжения в кольцевых сварных швах можно
снять с помощью двух накладных кольцевых зарядов ВВ, рас-
положенных снаружи трубы на некотором расстоянии от шва
(рис. 3.7, б) [22]. В основу указанной схемы положен принцип
создания путем нагружения взрывом окружных пластических де-
формаций сжатия в околошовных зонах, где действуют окружные
остаточные напряжения сжатия. При достаточно интенсивном на-
гружении взрывом могут быть созданы остаточные прогибы тру-
бы, большие, чем усадочные прогибы в околошовной зоне, что
вызовет изменение знака окружных остаточных напряжений рас-
тяжения в шве. Максимально допустимая высота заряда ВВ в пер-
вом приближении может быть определена с помощью приведенно-
го выше соотношения.
Улучшение эксплуатационных характеристик линейных
швов сварных соединений листовых конструкций. Типичные
схемы расположения зарядов ВВ при снятии остаточных напряже-
ний растяжения в линейных сварных швах приведены на рис. 3.8.
В этом случае эффект улучшения рабочих характеристик сварного
соединения обусловлен, во-первых, упрочнением материала шва
при его ударноволновом нагружении, во-вторых, созданием в по-
Верхностном слое шва двухосных остаточных напряжений сжатия,
Препятствующих распространению трещин. Экспериментально
было установлено, что для снятия остаточных напряжений в свар-
ном шве достагочно, чтобы давление ударной волны превышало
Упругий предел Гюгонио в 1,5—3 раза, т. е. для низкоуглероди-
стых сталей оно составляет 1,6...3,3 ГПа [22]. При одностороннем
181

а
ж
3 С
М
1 2
1 1
V
ш
I 2
ми
м!
м1
м|
М1
М1
МЯ
МИ
«1
м!
м1
м1
м!
м!
МЯ
мЯ
мЯ
МЯ
/ 2
сМ^ 7
бег
Рис. 3.8. Схемы обработки взрывом плоских линейных сварных швов:
а — эпюра остаточных напряжений в шве и околошовной зоне; б — линейная
схема на основе полосового заряда ВВ; в — линейная схема на основе шнуровых
зарядов ВВ; г — расположение шнурового заряда ВВ «змейкой»; 1 — заряд ВВ;
2 — лист конструкции
расположении составленного из детонирующих шнуров заряда ВВ
погонной массой 12 г/м удается модифицировать материал шва
при толщине сварного соединения 8 < 30 мм. Для полного снятия
остаточных напряжений растяжения в швах сварных соединений
большей толщины необходимо применение зарядов более мощных
ВВ или двусторонней обработки взрывом.
Опыт и перспективы практического применения обработки
взрывом сварных соединений металлоконструкций рассмотрены в
работе [22]. Весьма эффективна обработка взрывом сварных швов
в крупногабаритных оболочечных конструкциях, в пролетах ме-
таллических железнодорожных мостов, в трубопроводах, силовых
рамах и ободьях колес мощных дорожно-строительных и карьер-
ных машин. Имеется положительный опыт обработки взрывом
182

сварных соединений технического титана ВТ 1-0 и коррозионно-
стойких сталей аустенитного класса типа 1Х18Н10Т.
3.5. Элементы инженерной методики
проектирования взрывных устройств,
используемых для упрочнения взрывом
Упрочняемое изделие, заряд ВВ, система его инициирования,
приспособления, опоры и основания, предохраняющие упрочняемое
изделие от разрушения и деформирования, образуют взрывное уст-
ройство, элементы которого находятся в функционально-конструк-
тивной связи. Для достижения необходимого уровня упрочнения
изделия и сохранения его от разрушения и чрезмерного деформиро-
вания необходимо правильно выбрать конструктивные характери-
стики взрывного устройства, тип ВВ и схему нагружения.
В техническом задании на проектирование взрывного уст-
ройства обычно задаются конструкция изделия, материал и его
состояние, требуемый уровень повышения значений прочностных
характеристик материала. Ниже рассмотрены основные этапы про-
ектирования взрывного устройства*.
Анализ состояния материала изделия. Определение не-
обходимого диапазона значений давления ударной волны. На
начальном этапе проектирования, используя справочную литера-
туру, следует проанализировать состояние материала изделия, его
физико-механические характеристики. Эти данные необходимы
Для того, чтобы с помощью формул (3.1), (3.2) и табл. 3.2 по за-
данному уровню упрочнения рассчитать минимальное давление
Ашп на фронте ударной волны. Максимально допустимое давление
определяется возможностью термического разупрочнения изделия
после его разгрузки. Для определения этого давления необходимо
построить зависимость остаточной температуры Гост от давления
Ударной волны.
Температура Т материала, сжатого ударной волной, может
быть определена с помощью следующих соотношений [5]:
Текст, приведенный ниже, можно использовать в качестве методи-
**еского пособия при выполнении домашних заданий, курсового и ди-
^омного проектирования.
183

т = "2/2-Ех
Су
Е,=а-
[(р/Ро) . Ро
п
. + 0.-1
п-\ р
где и — массовая скорость на фронте ударной волны; Ех — упру,
гая («холодная») составляющая внутренней энергии материала;
31 — универсальная газовая постоянная; М — молярная масса;
Су — удельная теплоемкость материала; а — эмпирическая по-
стоянная из линейного уравнения ударной адиабаты материала
Г>ув = а + Ьи; р0 — начальное значение плотности материала; р —
плотность материала, сжатого ударной волной; п « 3,0...3,2 для
железа, титана и алюминия.
Температура материала после изоэнтропической разгрузки
Гост может быть определена с помощью соотношения
тост=т\^А ,
, р ;
где Г — коэффициент Грюнайзена материала (для железа
Г = 1,8...2,0; для алюминия Г = 2,16; для титана Г = 1,3); ркон —
конечное значение плотности материала.
Если в процессе обработки взрывом деталь или заготовка
подвергаются значительному деформированию, то необходимо
учитывать дополнительный их разогрев вследствие работы пла-
1 е/кон
стических деформаций АГ = Г а^е,, где 8/, аг — интен-
Ро^-т о
сивности деформаций и напряжений; 8/Кон — интенсивность ко-
нечной деформации.
Максимальная амплитуда ударной волны ртах определяется
из условия Гост < 0,4Гплав, где Гплав — температура плавления ма-
териала упрочняемой детали.
Выбор схемы нагружения и типа ВВ. Требуемый для
упрочнения детали диапазон значений давления ударной волны
(Ртах-'-Ртт) определяет выбор одной из схем упрочнения, преД'
184

ставленных на рис. 3.2. С помощью методов, изложенных в гл. 1,
рассчитываются параметры нагружения. При этом необходимо
лметь в виду, что упрочнение деталей с криволинейной поверхно-
стью осуществляется, как правило, во фронте косой ударной вол-
ны, образованной при скользящей детонации тонкого слоя ВВ.
Следовательно, значение давления ударноволнового нагружения,
необходимое для упрочнения детали, может быть достигнуто с
помощью пористых прослоек, обеспечивающих усиление переда-
ваемого давления. Для выбора материала прослоек следует выпол-
нить количественный анализ передачи давления от продуктов де-
тонации к упрочняемой детали. Значения основных характеристик
пластичных и эластичных ВВ, которые могут быть использованы
для упрочнения взрывом, приведены в табл. 1.2.
Расчет параметров нагружения и толщины упрочненно-
го слоя. После выбора схемы нагружения осуществляется расчет
следующих параметров: при контактном взрыве — плотности и
толщины заряда ВВ; при ударном нагружении — толщины пла-
стины-ударника; толщины метающего заряда ВВ. Далее опреде-
ляются параметры ударной волны, ее затухание и толщина упроч-
ненного слоя.
Выбор и конструирование системы возбуждения детона-
ции. Составной частью системы возбуждения детонации является
детонационный волновой генератор, различные схемы которого
приведены в гл. 1. Там же указаны основные типы промышленных
электродетонаторов.
Разработка «ловушек импульса» и опор для предохране-
ния от разрушения и пластического деформирования упроч-
няемой детали. Выполнению этого этапа проектирования должен
предшествовать анализ возможных механизмов разрушения дета-
ли: отколы (лицевые, тыльные, угловые), разрушения сдвигом. На
основании этого анализа конструируются «ловушки импульса» и
Рассчитываются их характеристики.
На этом этапе проектирования разрабатываются основания и
°поры, на которых располагаются упрочняемые детали. Опоры
Должны выдерживать многократное взрывание. Если опорные по-
Верхности упрочняемых деталей криволинейные, то в качестве мате-
риалов для опор целесообразно использовать металлическую дробь.
*^ли обработка взрывом проводится во взрывных камерах, то опора
Д°лжна амортизировать нагрузку на стенку (пол) взрывной камеры.
185

Компоновка и составление чертежа общего вида взрыв,
ного устройства — завершающий этап проектирования.
Дополнительно к перечисленным этапам могут быть выполне-
ны: расчеты безопасных расстояний (взрывание на открытых пло-
щадках), поверочные расчеты взрывных камер на прочность и др.
3.6. Детонационно-газовое и взрывное напыление
3.6.1. Технологии нанесения покрытий
Детали и механизмы машин и агрегатов в процессе их экс-
плуатации подвергаются различным воздействиям: статическому и
динамическому механическому нагружению, трению, нагреву, аг-
рессивному воздействию окружающей среды и т. п. Результатом
этих воздействий являются износ и коррозия деталей, ограничи-
вающие ресурс работы и надежность современных машин. По-
скольку перечисленные воздействия оказывают неблагоприятное
влияние в первую очередь на поверхности деталей и механизмов,
то для придания им свойств повышенной износостойкости, корро-
зионной стойкости, химической стойкости и других качеств на их
поверхность наносят специальные покрытия. Появился даже но-
вый термин — «технологии поверхности» [15]. Этот термин объ-
единяет технологии создания функционально эффективных по-
верхностей деталей.
Технологии нанесения покрытий многообразны. Наиболее
известны гальванические покрытия — электролитическое или хи-
мическое осаждение на поверхности деталей защитных или деко-
ративных покрытий из никеля, хрома, меди. К технологиям по-
верхности также можно отнести поверхностное взрывное плакиро-
вание массивных заготовок из углеродистой стали тонким слоем
коррозионно-стойкой стали или титана, поверхностное упрочне-
ние деталей взрывом.
Большое распространение получило нанесение покрытий га-
зотермическим напылением мелкодисперсных частиц. Газотерми-
ческие технологии напыления по способу создания рабочей среды,
осуществляющей нагрев и ускорение частиц напыляемого мате-
риала, разделяют на газопламенные, плазменные и детонационно-
газовые [15]. Наилучшими техническими характеристиками —*
186

максимальной износостойкостью и адгезией к поверхности детали,
минимальными пористостью и газопроницаемостью — обладают
покрытия, получаемые при детонационно-газовом напылении [2].
Суть этой технологии состоит в нагреве и метании мелкодисперс-
ных частиц на поверхность детали с помощью газовой детонации.
При взрывном напылении покрытий для ускорения и разогрева
частиц напыляемого порошка используют энергию взрыва зарядов
конденсированных ВВ.
Не все покрытия должны обладать минимальной пористо-
стью. Так, если к поверхностям трения тяжело нагруженных дета-
лей (поршневых колец, гильз цилиндров двигателей внутреннего
сгорания и т. п.) подводится смазочный материал, то для его удер-
жания покрытия таких деталей должны иметь значительную по-
ристость — до 10... 15 %. И наоборот, коррозионно-стойкие по-
крытия должны обладать минимальной пористостью, особенно в
том случае, если пористость открытого типа. Износостойкие по-
крытия кроме минимальной пористости должны обладать высокой
адгезионной прочностью — до 200 МПа. Именно такие покрытия
получают с помощью детонационно-газового напыления.
В этом разделе приведены краткие начальные сведения о де-
тонационно-газовом и взрывном напылении покрытий. Более под-
робные сведения можно найти в работах [2, 11, 15, 19, 26].
3.6.2. Детонационно-газовое напыление покрытий
Принципиальная схема установки для детонационно-газо-
вого напыления покрытий приведена на рис. 3.9. Основным узлом
установки является детонационно-газовый распылитель (ствол) 7,
который заполняется взрывчатой газовой смесью, находящейся в
смесительной камере 2. Возбуждение детонации взрывчатой газо-
вой смеси осуществляется с помощью блока инициирования взры-
ва 4, который формирует высоковольтный электрический импульс,
подаваемый на искровой воспламенитель 3. Перед возбуждением
Детонации взрывчатой газовой смеси в ствол установки с помо-
щью блока подачи порошка 5 подается дозированная навеска на-
пыляемого порошка.
Искровое зажигание взрывчатой газовой смеси у закрытого
Конца ствола первоначально приводит к возникновению сфериче-
ского пламени. После выгорания газа в непосредственной близо-
187

Рис. 3.9. Схема установки для детонационно-газового напыления покры-
тий:
/ — ствол установки; 2 — смесительная камера; 3 — искровой воспламенитель;
4 — блок инициирования взрыва; 5 — блок подачи порошка; б — двухфазный
поток частиц; 7 — поток частиц напыляемого порошка; 8 — деталь
сти от искрового воспламенителя образуется ускоряющийся вы-
пуклый фронт горения, который формирует ударную волну, пере-
ходящую в детонационную. Газовая динамика процесса перехода
горения в детонацию достаточно сложна, поскольку сопровожда-
ется турбулизацией несгоревшего газа перед фронтом горения.
Вследствие перемешивания высокотемпературных продуктов де-
тонации с холодным газом поверхность горения резко увеличива-
ется, формируется серия волн сжатия, усиливающих ударную волну
и ускоряющих ее переход в детонационную. За фронтом детонаци-
онной волны скорость продуктов детонации достигает 1000 м/с,
температура поднимается до нескольких тысяч градусов, а давле-
ние возрастает до нескольких мегапаскалей.
После достижения открытого конца ствола установки дето-
национная волна формирует в воздухе расходящуюся быстро зату-
хающую ударную волну — на расстоянии более 100 мм ее ампли-
туда становится пренебрежимо малой. Одновременно с этим из
ствола установки начинают истекать продукты детонации в виде
околозвуковой слабо расширяющейся струи. При истечении про-
188

дукты детонации разгоняют частицы напыляемого порошка. В ре-
зультате формируется двухфазный поток, состоящий из продуктов
детонации и частиц порошка. Продукты детонации не только ус-
коряют, но и нагревают частицы порошка. При этом могут иметь
место процессы их плавления и испарения. При достижении по-
верхности детали (подложки) двухфазный поток тормозится и рас-
текается вдоль поверхности. У подложки создается пограничный
слой, в котором частицы порошка тормозятся и их скорость резко
снижается. Часть частиц оседает на поверхности, образуя покры-
тие, а остальные частицы увлекаются продуктами детонации, об-
текающими подложку, и уносятся от нее. В современных установ-
ках для детонационно-газового напыления с локально-импульс-
ным контролируемым вводом порошка доля оседающих на
поверхности детали частиц, характеризуемая коэффициентом ис-
пользования напыляемого материала, достигает 70 %.
При напылении материалов однородного химического со-
става, например металлов или оксидов, покрытие может формиро-
ваться из практически полностью расплавленных частиц и из сме-
си расплавленного и нерасплавленного материалов. Для напыле-
ния некоторых композиционных материалов, например твердого
сплава ВК, используют смесь расплавленного кобальта с твердыми
частицами карбида вольфрама.
Минимальная пористость (менее 1 %) и высокая адгезионная
и когезионная прочность покрытий, полученных с помощью дето-
национно-газового напыления, обусловлены высокими температу-
рой, скоростью и концентрацией частиц напыляемого материала.
Вследствие эшелонирования частиц в двухфазном потоке наиболее
крупные нерасплавленные частицы, движущиеся в хвостовой части
потока, взаимодействуют с покрытием, сформированным из частиц,
перенесенных головной и средней частями двухфазного потока. В
результате этого взаимодействия возможны как абразивное отделе-
ние внешней пористой части покрытия, так и ее прессование уда-
Ром, т. е. увеличение плотности уже сформированного покрытия.
Сказанные эффекты, в частности эффект горячего прессования уда-
Ром, могут проявляться и при взаимодействии двухфазного потока с
покрытием, сформированным в результате предыдущего выстрела.
Детонационно-газовое напыление может применяться для
Нанесения покрытий разного назначения с использованием раз-
умных порошкообразных материалов. С физической точки зрения
189

процесс детонационно-газового напыления весьма сложен. Рас-
смотрим основные явления, составляющие этот процесс.
3.6.3. Распространение детонационной волны
в стволе установки для детонационно-газового напыления
Чаще всего в качестве взрывчатой газовой смеси в установ-
ках для детонационно-газового напыления покрытий используют
смесь ацетилена С2Н2 с кислородом 02. Эта смесь легко детониру-
ет в широком диапазоне значений концентрации ацетилена и име-
ет высокие скорость детонации и температуру продуктов детона-
ции. Для нее характерны крайне низкая энергия зажигания и
небольшое расстояние перехода горения в детонацию. Макси-
мальное содержание ацетилена в смеси ограничивается возможно-
стью образования свободного углерода — сажи. Наличие сажи
резко ухудшает качество покрытия — оно становится малопроч-
ным и обладает слабой адгезией и когезией. Излишнее содержание
кислорода недопустимо при напылении легкоокисляемых мате-
риалов. Допустимое содержание кислорода в смеси составляет
53...56 %, что примерно соответствует стехиометрическому соста-
ву, реагирующему в обычных условиях в соответствии с уравне-
нием 2С2Н2 + 502 = 4С02 + 2Н20. Тепловой эффект этой химиче-
ской реакции составляет 2,6 МДж/(г • моль). При детонации высо-
котемпературные продукты детонации имеют другой состав.
Приближенное уравнение химической реакции, которое необходи-
мо знать для расчета параметров детонации, имеет следующий вид:
2С2Н2 + 502 -> 1,5С02 + 0,2Н2О + О + 0,7ОН + 1,2СО + 0,2О2 + ...
Однако ацетиленокислородные смеси относятся к наиболее
взрывоопасным, быстрогорящим газовым смесям. Ацетилен при
больших давлениях способен к взрывному разложению даже в отсут-
ствие окислителя. Кроме того, ацетилен дорог, поэтому для снижения
стоимости покрытий при напылении легкоплавких материалов вме-
сто ацетилена можно использовать пропан С3Н8 и другие горючие
газы. Параметры детонационных волн, распространяющихся в неко-
торых взрывчатых газовых смесях, приведены в табл. 3.3, где В —-
скорость детонации; Гч—ж — температура продуктов детонации в
точке Чепмена — Жуге; рч—ж — давление детонации; р0 — началь-
ное давление газовой смеси; у/, уе — замороженное и равновесное
значения показателей адиабаты продуктов детонации.
190

Для сохранения исходного состава напыляемого материала и
допущения испарения его компонентов иногда требуется умень-
шение температуры продуктов детонации. Регулирование пара-
метров детонации взрывчатых газовых смесей осуществляется путем
введения в их состав инертных газов. В установках для детонаци-
онно-газового напыления в качестве инертного газа используется
азот N2. Параметры детонации смесей С2Н2 + 02 + /-N2 (/ = 0, 3, 4)
приведены в табл. 3.3.
Таблица 3.3
Значения параметров детонационных волн,
распространяющихся во взрывчатых газовых смесях
при давлении ОД МПа и температуре 20 °С
Взрывчатая
газовая смесь
2Н2 + 02
СН4+2О2
2С2Н2 + 502
С3Н8 + 302
С2Н2+02
с2н2+о2+зы2
С2Н2+02+4Ы2
А
рассчи-
танная
2630
2220
3090
—
2960
2170
2020
м/с
изме-
ренная
2819
2257
2961
2600
—
—
—
Тц—ж.
К
3960
4080
5570
4560
3300
3110
Рч—ж
Рвв
1,88
1,9
1,84
—
—
—
Рч—ж
Ра
17,4
27,4
54,5
50,2
23,5
21,9
У/
1,217
—
1,269
—
—
—
Уе
1,128
—
1,152
—
—
—
Несмотря на то что фронт детонационной волны в большин-
стве взрывчатых газовых смесей является пульсирующим, пара-
метры детонации этих смесей достаточно точно могут быть рас-
считаны с помощью соотношений гидродинамической теории де-
тонации и уравнения состояния идеального газа [25]. Если на
основании анализа уравнения химического превращения газовой
смеси удается определить среднюю молярную массу продуктов
Детонации МПд и теплоту взрывного превращения (), то скорость
Детонации рассчитывается с помощью соотношения
о=1±1 &71
м
ч—ж>
пд
гДе у = Ср/Су — показатель адиабаты продуктов детонации;
р> Су — теплоемкости при постоянных значениях давления и
191

объема; Гч_ж =—-—— — температура продуктов детонации в
у + \Су
точке Чепмена — Жуге. Скорость распространения детонационной
волны во взрывчатых газовых смесях зависит от их состава и из-
меняется в пределах 1000...3500 м/с.
При разбавлении взрывчатой газовой смеси одним из горю-
чих компонентов в конце концов достигается концентрационный
предел, ниже которого устойчивая детонация становится невоз-
можной. Предельные значения концентрации горючих компонен-
тов в некоторых взрывчатых газовых смесях, при которых возбуж-
дается их детонация и происходит их воспламенение (так назы-
ваемые концентрационные пределы детонации и воспламенения),
приведены в табл. 3.4 [18].
Таблица 3.4
Концентрационные пределы детонации и воспламенения
(объемная доля горючего компонента в смеси, %)
Горючий
компо-
нент
Ацетилен
с2н2
Пропан
СзН§
Бензин
Этиловый
спирт
с2н5он
Водород
н2
Этан
С2Нб
Смеси
кислородные
воздушные
Предел детонации
(замкнутый объем)
ниж-
ний
2,9
2,5
—
—
15,0
3,6
верх-
ний
88,8
42,5
—
—
90,0
46,4
ниж-
ний
4,2
2,57
5,6
5,1
18,3
2,87
верх-
ний
50,0
7,39
9,4
9,8
58,9
12,2
кислородные
воздушные
Предел воспламенения
ниж-
ний
—
—
—
—
4,0
3,0
верх-
ний
—
—
—
—
95,0
66,0
ниж-
ний
2,5
2,1
—
3,3
4,0
3,0
верх-
ний
80
9,5
—
19,0
75,0
12,4
Важным параметром, определяющим возможность исполь-
зования взрывчатой газовой смеси для детонационного напыления,
является расстояние перехода горения в детонацию — преддето-
192

надионное расстояние /пр. Характерные значения /пр для некото-
рых взрывчатых газовых смесей приведены в табл. 3.5 [2].
Таблица 3.5
Значения преддетонационного расстояния для взрывчатых газовых
смесей при их электроискровом инициировании
Взрывчатая газовая смесь
2Н2 + 02
С2Н2 + 2,502 + 4Ы2
С2Н2 + 902
0,15С2Н2 + 0,85О2
0,35С2Н2 + 0,65О2
0,4С2Н2 + 0,6О2
С2Н2 + 02
0,1СгН2 +воздух
Начальное
давление ро • 10~5, Па
1,0
3,0
5,0
6,5
1,0
2,0
3,7
1
1
1
1
1
5
Преддетонационное
расстояние /пр, см
70
52
35
27
52
30
22
83
33
3,0
3,5
3,5
99
В качестве критерия возбуждения детонации взрывчатых га-
зовых смесей обычно используют критическую энергию электро-
искрового инициирования горения или возбуждения детонации —
минимальное значение энергии искрового разряда, необходимой
для инициирования того или иного режима взрывного превраще-
ния газовой смеси. Критическая энергия электроискрового ини-
циирования ацетиленокислородных смесей равна ЮЛ.ЛО-43 Дж
[15]. Поэтому для инициирования ацетиленокислородных смесей
можно использовать автомобильные свечи, у которых искровой
разряд имеет энергию 0,05.. .0,20 Дж.
Для возбуждения детонации взрывающейся проволочкой не-
обходимая энергия искрового разряда должна быть существенно
выше. Так, для ацетиленокислородных смесей эта энергия состав-
ляет около 0,1 Дж, а для пропанокислородных — 2,5 Дж [18].
Экспериментально установлено, что скорость детонации
взрывчатых газовых смесей зависит от диаметра ограничивающей
^РУбы. Соответствующая зависимость имеет вид [25]
7-1483 193

где Вид — идеальная скорость детонации; 8* — постоянная вели*
чина, зависящая от компонентного состава смеси и гладкости
внутренней поверхности трубы; (Л — диаметр трубы. Для обычно
применяемых при детонационно-газовом напылении ацетилено-
кислородных смесей зависимость скорости детонации от диаметра
трубы слабая (8* « 0,01 мм) и ее можно не учитывать.
В трубах, диаметр которых меньше критического значения
<4Р, детонационные волны вообще не могут распространяться. Для
ацетиленокислородных смесей с1кр < 0,1мм, а для смесей углево-
дородов с воздухом с1кр « 5мм.
3.6.4. Разгон и разогрев частиц напыляемого порошка
Для понимания процесса формирования покрытия важно
знать кинематические параметры частиц напыляемого порошка, их
температуру и фазовое состояние.
Пространственно-временная диаграмма процесса разгона
частиц порошка при детонационно-газовом напылении приведена
на рис. 3.10. Поскольку возбуждение детонации взрывчатой газо-
вой смеси происходит у закрытого конца ствола установки, то рас-
пределение параметров состояния продуктов детонации за фрон-
том детонационной волны может быть получено из решения из-
вестной задачи о детонационной волне, распространяющейся от
неподвижной стенки [25]. Согласно этому решению непосредст-
венно за фронтом детонационной волны следует центрированная
волна разрежения, к которой примыкает область покоящихся про-
дуктов детонации (область покоя). Точка, в которой заканчивается
волна разрежения и начинается область покоя, располагается как
раз посередине между фронтом детонационной волны и областью
возбуждения детонации.
После прохождения фронта детонационной волны и области
центрированной волны разрежения слабо разогнанные частицы
порошка попадают в область покоя и тормозятся. Они набирают
большую скорость только после прихода волны разрежения со
среза ствола установки — разгон частиц порошка осуществляется
194

рис. ЗЛО. Пространственно-временная диаграмма процесса разгона час-
тиц порошка при детонационно-газовом напылении:
I — исходное положение отдельной частицы напыляемого порошка; 2 — траек-
тория фронта детонационной волны; 3 — область покоящихся продуктов детона-
ции; 4 — область волны разрежения; 5 — траектория частицы напыляемого по-
рошка; 6 — траектория отраженной ударной волны; 7 — траектория фронта раз-
летающихся продуктов детонации
в основном истекающими из ствола продуктами детонации [4].
Среднюю скорость истечения продуктов детонации и можно оце-
нить, исходя из того, что на срезе ствола установки при нестацио-
нарном истечении устанавливается звуковой режим течения.
Пусть начальное состояние продуктов детонации соответствует
мгновенной детонации. Скорость звука в продуктах мгновенной
детонации с равна
^=%(у + 1)-
При у = 1,2 скорость истечения продуктов детонации равна
^ ^ ^м.д = Ю00... 1500 м/с. Время истечения продуктов детонации
Из ствола установки приблизительно равно учетверенному значе-
нию времени пробега детонационной волны в стволе и, например,
Для ствола длиной 1 м составляет около 2 мс. Истекающая струя
Продуктов детонации разрушается на расстоянии порядка 10 ка-
либров от среза ствола установки. Обрабатываемую деталь распо-
лагают приблизительно на середине этого расстояния или немного
лиэке к срезу ствола.
7% 195

В первом приближении задачу об ускорении, о нагреве ^
плавлении частиц можно решить, не учитывая влияние частиц ^а
газовую динамику течения. Сначала решается задача газовой дц.
намики, затем в поток помещаются частицы и решается задача об
их ускорении, нагреве и плавлении. Конечно, более точно эти про.
цессы можно описать путем решения задачи для двухфазной ере.
ды с учетом межфазного взаимодействия [4].
Уравнение движения частицы под действием аэродинамиче-
ских сил, возникающих при обтекании частицы продуктами дето-
нации, имеет вид
с12х 1
ти
Л2 2
= -тг^С,р|г/-г;|(г/-^Х (3.3)
где х — координата частицы; I — время; тч = (4/3)лгчрч — масса
частицы; гч — радиус частицы; р — плотность продуктов детона-
ции; рч — плотность материала частицы; Сх — коэффициент лобо-
вого сопротивления; и — массовая скорость продуктов детонации;
у = с!х/Л — скорость частицы. Для интегрирования этого уравне-
ния необходимо знать распределения массовой скорости и плотно-
сти продуктов детонации и зависимость коэффициента лобового
сопротивления Сх от относительной скорости обтекания частицы
(и - у). Численное интегрирование уравнения (3.3) совместно с
уравнениями движения продуктов детонации выполнено авторами
работы [4].
Для оценки характерных времени и расстояния разгона час-
тиц проанализируем разгон частицы в постоянном потоке продук-
тов детонации, имеющем скорость и и плотность р, полагая, что
коэффициент Сх остается постоянной величиной. Интегрируя
уравнение (3.3) с начальными условиями у(0)= О, х(0) = 0, полу-
чаем следующие законы движения частицы:
(
у = и
1
х = —
1—!_
ч 1 + /4Ш
(3.4)
уи-у и-У;
196

где /* = ———- = _Сс баллистический коэффициент час-
2тч 8 рч гч
гиды, имеющий размерность [м-1]. Характерное время /0,5 и харак-
терное расстояние л:0,5 разгона частиц до скорости, равной половине
скорости газового потока V = 0,5и, определяются из уравнений (3.4):
1 8 рчгч #
*0,5 "
*0,5
/4и 3 Схри
0,3 _ 0,8рчгч
И Схр
Характерные время и расстояние разгона частиц оказываются
прямо пропорциональными произведению плотности материала
частицы и радиуса частицы. Для разгона частиц до скорости
500...600 м/с расстояние от места ввода порошка в ствол установки
до среза ствола должно быть не менее х0,5. Полагая для оценочных
расчетов Сх = 05, гч = 25 • Ю-6 м, р =1,2 кг/м3, и = 1000 м/с, рч =
= 3 • 103 кг/м3, получаем /4 = 0,9 м-1, /0,5= 0,33 мс, х0,5 = 0,1 м.
Нагрев частиц в потоке высокотемпературных продуктов де-
тонации осуществляется в основном за счет конвективного тепло-
обмена. Полагая, что температура частицы изменяется одновре-
менно во всем ее объеме, для определения температуры частицы
Тч в отсутствие фазовых переходов получаем следующее диффе-
ренциальное уравнение:
Счгпч^ = а8(Тг-Тч), (3.5)
где Сч — теплоемкость материала частицы; Тг — температура газа;
5—площадь поверхности частицы (для сферической частицы
5 = 4яг^). При анализе конвективного теплообмена вместо коэффи-
циента теплообмена а используют число Нуссельта №ц равное
N11 = си//А,т, где й— диаметр частицы, А,т — теплопроводность газа.
Коэффициент теплообмена рассчитывают с помощью соотношения
Ыи = 2 + 0,6Рг1/3Ке1/2,
гДе Рг = 11ГСЧ/ХТ — число Прандтля; цг — динамическая вязкость
— число Рейнольдса [4].
197

Уравнение (3.5) легко интегрируется для постоянного газо-
вого потока. Полагая коэффициент теплообмена постоянным, по-
лучаем
гч=гг-(7;-г0)е
-В1
частицы характерное время нагрева /нагр - лг оказывается
где То — начальная температура частицы; В = а8/(Счтч). Харак-
терное время нагрева частицы равно /нагР = В~\ Для сферической
3 Счрчгч
16 а
также прямо пропорциональным произведению плотности ма-
териала частицы и радиуса частицы. Полагая для оценочных рас-
четов Сч = 103 Дж/(кг • К), рч = 3 • 103 кг/м3, цг = 7 • 10"5 Н • с/м2,
гч = 25 • Ю-6 м, ХТ = 0,3 Вт/(м -К), р = 1,2 кг/м3, получаем а =
= 2,6 • 104 Вт/(м2- К), 7Нагр = 540 мкс. За время (нагр частицы сме-
стятся на 0,1...0,2 м, а прирост их температуры составит
ГЧ-Г0*0,63(ГГ-Г0).
Из опытов следует, что качественное покрытие образуют
частицы, вступающие в контакт с поверхностью детали в расплав-
ленном состоянии. Это связано с тем, что, хотя на выходе из ствола
установки частицы имеют довольно большую скорость (-500 м/с),
они сильно тормозятся отраженной от подложки ударной волной и
нередко их кинетической энергии не достаточно для образования
прочного сцепления с подложкой. В связи с этим при ускорении
частиц необходимо их расплавлять или хотя бы подплавлять.
Будем считать, что частица начинает плавиться после полно-
го нагрева до температуры плавления Гплав. Количество теплоты
б, необходимое для расплавления частицы до радиуса гч, равно
е=^3о-Гч)рчО,
где гч0 — начальный радиус частицы; бплав — удельная теплота
плавления. Скорость перемещения границы расплава с1гч/Ж связана
со скоростью поглощения тепловой энергии с1()/с11 соотношением
*Я. = 4пг20 ^•
л 47ГГчУплавл
198

3 то же время горячий газ, обтекающий поверхность частицы, в еди-
ницу времени передает частице количество теплоты #, равное
д = 2пгч0ХтШ(Т-Тшав).
Приравнивая последнее выражение к предыдущему, получаем
дифференциальное уравнение для скорости перемещения границы
расплава Фч/Л\
л 2рчгч2еплав
В постоянном потоке газа температурой Тг время плавления
частицы /плав будет равно
. = * Рч8плавГчО
плав-За(Гг-Гплав)-
Полагая для оценочных расчетов Гплав = 2000 К, бшшв = Юб Дж/кг,
Тг = 3000 К, рч = 3 • 103 кг/м3, а = 2,6 • 104 Вт/(м2 • К), гч = 25 • КГ6 м,
получаем *Плав « 1 мс.
В современных установках для детонационно-газового напы-
ления глубина загрузки порошка (расстояние от места ввода по-
рошка до среза ствола установки) составляет 0,25...0,75 м, что
вполне достаточно как для плавления, так и для разгона частиц
большинства порошкообразных материалов диаметром 25.. .50 мкм.
Расплавленная частица в потоке газа не устойчива и может
раздробиться. Возможность дробления определяется числом Вебе-
ра \Уе, отражающим соотношение аэродинамических сил и сил
поверхностного натяжения,
апов
гДе опов — коэффициент поверхностного натяжения. Критическое
значение числа Вебера составляет \^екр = 6...8. Количественные
°Ценки показывают, что в реальных условиях в стволе установки
^е > \\^екр и расплавленные частицы при детонационном напыле-
нии дробятся. Образующиеся осколки частиц перегреваются
вПлоть до полного испарения. Перегреваются и испаряются также
199

мелкие частицы или сравнительно легкоплавкие металлические
связки в частицах композиционных материалов. Чтобы избежать
этого, ограничивают температуру продуктов детонации путем раз-
бавления взрывчатой смеси инертным газом. Другим эффектив-
ным способом предотвращения перегрева мелких частиц является
пространственное разделение частиц порошка по размерам путем
перемещения навески порошка, локально введенной в ствол уста-
новки, потоком напускаемой в ствол рабочей газовой смеси. При
этом более мелкие частицы в момент возбуждения детонации ока-
жутся ближе к срезу ствола установки и не успеют перегреться.
Масса вводимой в ствол установки навески порошка обычно
не превышает 10...20 % массы газа и для установок, диаметр ство-
ла которых равен 20...30 мм, составляет 0,05...0,20 г. При боль-
ших навесках за один выстрел на поверхности детали образуется
сплошная пленка покрытия, которая при быстром остывании рас-
трескивается. Для предотвращения растрескивания покрытие, об-
разующееся при одном выстреле, должно состоять из отдельных
частиц, что и определяет небольшую массу навески напыляемого
порошка.
3.6.5. Формирование покрытий
при детонационно-газовом напылении
Формирование покрытий при детонационно-газовом напы-
лении происходит вследствие ударного взаимодействия потока
расплавленных (или подплавленных) частиц порошка с поверхно-
стью детали. Основными составляющими процесса взаимодействия
являются: высокоскоростное деформирование частиц напыляемого
порошка и преграды, теплообмен, кристаллизация, химические
превращения, диффузионные процессы в условиях прессующего
воздействия потока частиц. При протекании этих процессов осу-
ществляются сцепление частиц напыляемого порошка с подлож-
кой (адгезия) и сцепление частиц друг с другом (когезия). Адгезия
и когезия возникают в результате действия: 1) сил механического
сцепления; 2) слабых ковалентных сил (типа сил Ван-дер-Ва-
альса); 3) сил химической связи.
Принято считать, что механическое сцепление частиц напы-
ляемого порошка проявляется при формировании низкотемпера-
турных покрытий подложек с большой пористостью. При этом
200

соединение покрытия с основой осуществляется за счет механиче-
ского сцепления частиц с вершинами и впадинами неровностей
поверхности подложки, образованных в результате предваритель-
ной обработки. Одним из аргументов в пользу механического сцеп-
ления частиц является экспериментально установленный факт
увеличения прочности их сцепления с ростом шероховатости по-
верхности подложки. Анализ границы раздела покрытие — под-
ложка показывает наличие механического сцепления анкерного
типа, однако этот механизм не является доминирующим.
Дополнительным аргументом в пользу объяснения адгезии
силами механического сцепления служит образование продольных
микротрещин в подложке при высокоскоростном ударе микрочас-
тиц. Чтобы понять причину возникновения продольных (т. е. ори-
ентированных по направлению вектора скорости частицы) трещин,
рассмотрим структуру волн, возникающих при ударном взаимодей-
ствии компактного ударника с протяженной преградой (рис. 3.11, а).
Вследствие локальности нагружения сжатые области как в удар-
нике, так и в преграде подвергаются воздействию боковых волн
разгрузки, в которых материал приобретает скорость, направлен-
ную от оси симметрии ударного взаимодействия. Схождение к оси
симметрии боковых волн разгрузки сопровождается образованием
в центральных областях ударника и преграды достаточно высоких
растягивающих напряжений. Если возникающее напряжение пре-
вышает критическое, то образуется продольная осевая микротре-
щина (рис. 3.11, б). Особенно отчетливо этот эффект проявляется
при ударе дискообразных ударников, когда осевое перемещение
материала останавливается тыльной волной разрежения, в резуль-
тате чего остается только радиальная компонента перемещения.
Образование продольных микротрещин возможно также при взаи-
модействии ударных волн, возникающих при ударе соседних час-
тиц. В образовавшиеся микротрещины в условиях прессующего
Действия потока проникают частицы напыляемого порошка, что,
во-первых, способствует сцеплению микрочастиц по «анкерному»
механизму и, во-вторых, создает эффект аномальной диффузии на
большие глубины [1].
Механизмы возникновения химической связи между части-
ками напыляемого порошка и подложкой рассмотрены в работах
***> 15, 26]. Необходимыми предпосылками химического взаимо-
действия являются физический контакт, активация поверхностей,
201

н—
Рис. 3.11. Схема ударного взаимодействия компактного ударника с про-
тяженной преградой:
а — картина волнового взаимодействия; б — образование продольной осевой
микротрещины: 1 — фронты ударных волн, распространяющихся в ударнике и
преграде; 2 — фронты сходящихся волн разрежения; г>уд — скорость компактно-
го ударника
находящихся в контакте, и объемное взаимодействие, т. е. проте-
кание диффузионных и химических процессов между частицами
напыляемого порошка и подложкой. Физический контакт обеспе-
чивается давлением ударного взаимодействия, значение которого
при детонационном напылении превышает значения прочностных
характеристик взаимодействующих материалов.
Активация находящихся в контакте поверхностей заключа-
ется в создании условий, необходимых для химического взаимо-
действия. Механическая активация осуществляется при растека-
нии напыляемого порошка вдоль поверхности контакта и ее очи-
стке от оксидов и других загрязнений (как при сварке взрывом), а
202

также при пластическом деформировании взаимодействующих
материалов. Химическая активация подразумевает протекание на
поверхности контакта восстановительных реакций, разрушение
оксидных пленок путем разрыва межатомных связей металл —
кислород. Основой термической активации находящихся в контак-
те поверхностей при детонационно-газовом напылении служит
разогрев частиц напыляемого порошка в процессе их разгона вы-
сокотемпературными продуктами детонации и превращение кине-
тической энергии частиц в тепловую в процессе их взаимодейст-
вия с подложкой.
Объемное взаимодействие подразумевает образование хи-
мических связей металл — металл между активированными ато-
мами взаимодействующих материалов. Часто механизм образова-
ния соединений трактуется как диффузионный. За счет возникно-
вения множественных продольных микротрещин интенсивность
массопереноса, а следовательно, и химических реакций взаимо-
действующих материалов, может существенно возрастать [21].
Представители Новосибирской школы детонационно-газово-
го напыления [3, 19] считают, что для образования прочной связи
частиц напыляемого порошка с подложкой необходима диффузия
одного из материалов в другой на глубину нескольких (п = 3...10)
межатомных расстояний с1ат. Это предположение позволяет уста-
новить взаимосвязь между временем взаимодействия частиц на-
пыляемого порошка с подложкой и критическим значением коэф-
фициента диффузии, зависящим от температуры и условий дефор-
мирования. Весь процесс взаимодействия частиц с подложкой
можно разделить на два этапа: 1) динамический этап — деформи-
рование частиц и подложки при ударе; 2) статический этап — ос-
тывание частиц после завершения движения. Соответствующие
этим этапам механизмы возникновения прочной связи частиц с
подложкой называют динамическим и статическим механизмами
образования покрытий.
Для реализации статического механизма образования по-
кРытий необходимо, чтобы характерное время диффузии *ДИф =
==(*Ц1Т)2/./ (У— коэффициент диффузии) было меньше харак-
Терного времени остывания поверхности контакта /остыв = к2/ат
(ат — коэффициент температуропроводности; А « ^/0/3 — тол-
щина деформированной после удара частицы; ^о — начальный
203

диаметр частицы), а время остывания поверхности контакта было
больше характерного времени деформирования частицы при уда-
ре * =с10/у. Отсюда следует, что для получения прочной связи
частиц с подложкой значение коэффициента диффузии в области
контакта должно быть больше некоторого критического значения
У, = ат(пс1ат/к) и при этом должно выполняться условие ста-
тичности у>атс!ц/к2.
Если в качестве характерных значений физических постоян-
ных и параметров принять ат = Ю~5 м2/с; <4т = 2 • 10~10 м; к = 10~5 м,
то условие диффузионной связи частиц с подложкой примет вид
3 > Л « 4 • 10~14.. .4 • 10"13 м2/с. Условие статичности остывания
поверхности контакта при детонационно-газовом напылении все-
гда выполняется, поскольку для этого необходимо выполнение
неравенства V > 3 м/с.
Если температура поверхности контакта ТК превышает ми-
нимальную из температур плавления Гплав взаимодействующих
материалов, то условие диффузионной связи заведомо выполня-
ется, так как для большинства расплавленных металлов 3 =
= 1(Г9...1(Г8м2/с>Л.
Для твердых материалов коэффициент диффузии У экс-
поненциально зависит от температуры Т (для металлов У»
«(5• 10"*...5• 10~5)ехр(-17Гплав/7) м2/с). Вблизи температуры
плавления коэффициент диффузии равен 3 « 2 • 10"12... 2 • 10~13 м2/с,
а при уменьшении температуры на каждые 15% его значение
снижается примерно на порядок. Учитывая условие диффузионной
связи, можно сделать вывод о том, что в твердой фазе диффузион-
ная связь возможна в узком диапазоне значений температуры Гк,
примыкающем к значению Гплав- С достаточной для практики точ-
ностью в качестве критической температуры Г*, при которой
еще возможна диффузионная связь, можно считать температуру
Т «0 97
2* ~ ^,.72 плав*
Чтобы обеспечить необходимую температуру поверхности
контакта, частицы в стволе установки для детонационно-газового
напыления должны быть расплавлены и перегреты. Степень пере-
грева может быть несколько ниже для частиц композиционных
204

Рис. 3.12. Схема нагрева вершин
неровностей поверхности под-
ложки при контакте с горячими
частицами:
1 — частицы напыляемого порошка;
2 — подложка; А — вершины не-
ровностей поверхности подложки
материалов, таких, как смесь
карбида вольфрама с кобальтом.
В них значительный запас энер-
гии обеспечивается теплотой
плавления тугоплавкого компо-
нента. Кроме того, для обеспече-
ния прочного сцепления поверх-
ность подложки должна быть
шероховатой. Для этого исход-
ную деталь подвергают песко-
струйной обработке. Оптималь-
ный размер шероховатости дол-
жен быть порядка начального
диаметра частицы. Вершины не-
ровностей поверхности подложки (рис. 3.12) при контакте с горя-
чими частицами нагреваются сильнее, чем впадины. При недоста-
точном нагреве частиц диффузионная связь устанавливается только
в окрестности вершин. Средняя прочность соединения покрытия с
подложкой зависит от доли поверхности подложки, на которой про-
изошло сцепление частиц напыляемого порошка с подложкой.
Динамический механизм образования покрытий может играть
значительную роль, если харак-
терное время диффузии меньше
характерного времени дефор-
мирования частицы при ударе:
(циф < 'уд. Это происходит, когда
значение коэффициента диффузии
превышает некоторое критичес-
кое значение ^^ =(пс1ат) 1>Д/0 *
*4-10~12...4-1<Г11.
При ударе расплавленных
частиц о поверхность подложки
они расплющиваются, а на гра-
нице области контакта формиру-
ется кумулятивная струя, очи-
щающая поверхность подложки
(рис. 3.13). Кроме того, вследст-
вие диссипации энергии в расте-
кающейся кумулятивной струе
205
2
Рис. 3.13. Формирование на гра-
нице области контакта кумуля-
тивной струи, очищающей по-
Верхность подложки:
* — частица напыляемого порошка;
^ — подложка; 3 — кумулятивная
^Уя; и — распределение массовой
с*орости в кумулятивной струе

дополнительное тепловыделение снижает критическую темпера-
туру Г+ ДО (2/3)ГПлав.
Для реализации низкотемпературного твердофазного динами-
ческого механизма образования покрытий необходимо, чтобы вы-
сокоскоростное ударное взаимодействие частиц напыляемого по-
рошка с подложкой сопровождалось интенсивным высокоскорост-
ным деформированием как частиц, так и подложки. В области
интенсивного деформирования металла, как и при сварке взрывом,
происходит механическая активация находящихся в контакте по-
верхностей, многократно повышается коэффициент диффузии, что
и делает возможным образование диффузионной связи.
3.6.6. Установки для детонационно-газового напыления
и их применение
В работах [2, 11, 15, 19, 26] описаны различные автоматизи-
рованные установки для детонационно-газового напыления. Эти
установки в основном используются в авиационной промышлен-
ности и реже — в других отраслях промышленности для восста-
новления изношенных деталей. На рис. 3.14 приведена схема ав-
томатизированной установки «Прометей» [15]. Она включает в
себя следующие типовые узлы: детонационно-газовый распыли-
тель (ствол) с газоподающими магистралями и клапанами, газо-
распределительный пульт, блок подачи напыляемого порошка,
блок автоматического управления работой клапанов и системой
возбуждения детонации. Площадь покрытия, формируемого в ре-
зультате одного выстрела, составляет 3...5 см2, а толщина единич-
ного слоя покрытия — 3... 10 мкм.
Примером полной автоматизации процесса детонационно-
газового напыления покрытий может служить комплекс «Обь»
[19], схема которого приведена на рис. 3.15. В этом комплексе
синхронизированное управление установкой для детонационно-
газового напыления и шаговым двигателем манипулятора осуще-
ствляется компьютерной интерактивной программой, позволяю-
щей рассчитывать параметры технологического процесса и выби-
рать технологические режимы.
Основным узлом установки для детонационно-газового напы-
ления является детонационно-газовый распылитель (ствол), типовые
схемы которого приведены на рис. 3.16 [15]. Обычно распылители
206

Рис. 3.14. Схема автоматизированной установки «Прометей» для детона-
ционно-газового напыления:
1 — блок инициирования взрыва; 2 — искровой воспламенитель; 3 — дозатор
порошка; 4 — пневмовибратор блока подачи порошка; 5, 6, 9—13,17,18 — элек-
тропневмоклапаны; 7 — распределитель золотниковый; 8 — блок автоматическо-
го управления; 14 — буферный змеевик; 15 — ствол установки; 16 — подложка
С2Н2 С3Н3 О2
|ц Н1И1 Уг
[7пг?Г
1 М*
N.
Рис. 3.15. Схема комплекса «Обь»:
^ — смеситель газов; 2 — демпферная камера; 3 — управляющий компьютер;
^ — блок подачи порошка; 5 — манипулятор с подложкой; 6 — ствол; 7 — иск-
ровой воспламенитель
Классифицируют следующим образом: по способу введения порош-
ка— с осевой или с радиальной подачей с помощью инжекции или
207

8 10 9 8
а
Рис. 3.16. Типовые схемы детонационно-газовых распылителей (ство-
лов), применяемых в установках для детонационно-газового напыления:
а — с осевой подачей порошка: 1 — блок подачи порошка; 2 — распылительное
сопло; 3 — форкамера; 4 — искровой воспламенитель; 5 — смесительная камера;
6 — ствол; 7 — охлаждающая вода; 8 — штуцеры ввода и вывода воды; 9 — жа-
ростойкая оболочка форкамеры; 10 — штуцер подачи взрывчатой газовой смеси;
б — с радиальной подачей порошка: 1 — форкамера; 2 — искровой воспламени-
тель; 3 — смесительная камера; 4 — соединительная камера; 5 — выходная часть
ствола; 6 — штуцер подачи напыляемого порошка; 7 — входная часть ствола;
8 — штуцер подачи взрывчатой газовой смеси; А — С2Н2; о — О2; □ — N2; х —
порошок
пневмотранспортирования; по способу инициирования взрывчатой
газовой смеси — с прямым зажиганием или с форкамерным; по
способу и периодичности подачи взрывчатой газовой смеси — с
прямым смешением или с предварительным, а также с периодиче-
ским вводом или с непрерывным.
Для предотвращения зажигания вновь напускаемой взрывча-
той газовой смеси от высокотемпературных продуктов детонации,
208

образующихся при предыдущем взрыве, ствол после выстрела
Продувают инертным газом, обычно азотом. Как показывает прак-
тика, достаточно продуть 20...30 % объема ствола, чтобы надежно
исключить контакт новой газовой смеси с продуктами детонации.
Чтобы повысить взрывобезопасность установок, необходимо
исключить возможность проникания взрывчатой газовой смеси и
детонационной волны из ствола в питающие магистрали. Для это-
го используют газовые буферы из инертных газов и огнепрегради-
тели. Наиболее эффективны пористые огнепреградители. Их
функционирование основано на том, что распространение пламени
или детонационной волны в узких каналах становится невозмож-
ным, если диаметр канала меньше критического диаметра детона-
ции или горения. Как правило, размеры пор 30...40 мкм достаточ-
ны для эффективного функционирования огнепреградителей даже
в случае ацетиленокислородных смесей.
Одной из важнейших эксплуатационных характеристик ус-
тановок для детонационно-газового напыления, характеризующих
их производительность, является скорострельность. Системы газо-
вого питания с электромагнитными клапанами позволяют довести
скорострельность до 6... 10 выстрелов в секунду. Электромагнит-
ные клапаны легко встраиваются в системы автоматического
управления и имеют достаточно большой ресурс — 108 срабаты-
ваний. Значительно повысить скорострельность можно за счет
применения золотниковых распределительных устройств и много-
ствольных револьверных систем.
Метод детонационно-газового напыления — импульсный
метод. Известны непрерывные газотермические методы нанесения
покрытий, отличающиеся более высокой производительностью.
При плазменном напылении с нагревом инертного газа в электри-
ческой дуге температура частиц достаточно велика, а характерная
скорость составляет десятки метров в секунду. Механизм сцепле-
ния термический диффузионный. Получаемые покрытия порис-
тые, с меньшей, чем при детонационном напылении, адгезией. При
«холодном» напылении сверхзвуковой струей холодного инертно-
го газа достигаемая скорость частиц составляет около 1000 м/с и
Реализуется динамический механизм образования покрытия. Этот
Метод эффективен при напылении легкоплавких материалов. Сре-
Ди различных методов нанесения покрытий наиболее аналогичен
Методу детонационно-газового напыления метод формирования
209

высокоскоростной горячей струи газа путем непрерывного сжига-
ния топлива при повышенном давлении. Свойства получаемого
покрытия достаточно хорошие, но в процессе напыления нужно
охлаждать ствол и деталь.
Метод детонационно-газового напыления универсален и ре-
комендуется для напыления ответственных изделий при необхо-
димости высокой адгезии, при напылении тугоплавких соедине-
ний, при недопустимости пористости покрытий, перегрева или ко-
робления тонкостенных деталей.
В отечественной промышленности наиболее распространен-
ными напыляемыми порошкообразными материалами являются ко-
рунд А120з и спеченные смеси карбидов вольфрама У/С и \\^С с ко-
бальтом Со (или карбид вольфрама, плакированный кобальтом) ВК-15,
ВК-20, ВК-25 (цифры означают процентное содержание кобальта).
Напыление корунда позволяет получать покрытия толщиной
0,01... 1,0 мм, обладающие адгезионной прочностью не менее 5 МПа,
пористостью не более 5 % и твердостью до ИКС 70. Покрытия
из оксида алюминия могут применяться для повышения износо-
стойкости деталей, работающих в условиях трения в паре с мягки-
ми материалами (резиной, фторопластом и др.), используемыми
для уплотнительных узлов; в паре с твердыми материалами в
подшипниках скольжения, в которые вводится смазочный матери-
ал; во фрикционных парах. Кроме того, эти покрытия обладают
тепло- и электроизоляционными свойствами, а также в некоторых
случаях могут использоваться для защиты от коррозии.
Покрытия из спеченных смесей карбидов вольфрама с ко-
бальтом обладают высокой адгезионной прочностью (~20 МПа).
Их обычно напыляют на лопатки турбин авиационных двигателей,
подшипники скольжения, коленчатые и распределительные валы
двигателей внутреннего сгорания, режущие кромки ножей для
мягких материалов (для бумаги, пластмасс, резины и др.), формы
для литья под давлением, электроды различного назначения и др.
Использование таких покрытий ограничено температурой экс-
плуатации деталей 500 °С; при более высоких температурах вме-
сто них напыляют покрытия из композиционного порошка — сме-
си карбида хрома Сг3С2 с нихромом №Сг. Кроме того, могут также
использоваться покрытия из оксида хрома, из вольфрама и титана,
из стабилизированного диоксида циркония и диоксида гафния и из
других материалов [20]. В работе [11] подробно описано напыле-
210

Таблица 3.6
Значения технологических параметров
получения покрытий из некоторых материалов
Напыляемый
материал
А1203
\\С + Со
(механическая смесь)
\УС + Со
(гомогенный сплав)
Си
75 % Сг3С2 + 25 % №Сг
С2Н2
2,5
1,2
1,2
1,2
1,2
Глубина
загрузки,
мм
750
300
300
300
300
Дистан-
ция напы-
ления, мм
150
150
150
100
100
Навеска
порошка,
мг
50
200
200
300
200
Окончание табл. 3.6
Напыляемый
материал
А1203
\УС + Со
(механическая смесь)
\УС + Со
(гомогенный сплав)
Си
75 % Сг3С2 + 25 % №Сг
Грануляция
порошка, мкм
20...40
1...5
10...20
50... 80
40...50
Длина
ствола, м
2,0
1,6
1,6
1,8
2,0
Диаметр
ствола, мм
20
16
16
20
20
покрытия из природного дисульфида молибдена Мо52, явля-
ющегося твердым смазочным материалом.
В табл. 3.6 приведены рекомендуемые значения технологиче-
ских параметров получения покрытий из некоторых материалов [2].
3.6.7. Взрывное напыление покрытий
продуктами детонации конденсированных ВВ
При взрывном напылении покрытий для ускорения и разо-
грева частиц напыляемого порошка используют энергию взрыва
3арядов конденсированных ВВ.
В одной из первых схем взрывного напыления для ускоре-
ния частиц использовались заряды ВВ с кумулятивными выемка-
211

Рис. 3.17. Схема кумулятив-
ного заряда для напыления
порошка
ми, в которых размещался напыляе-
мый порошок (рис. 3.17). При взрыве
заряда ВВ вследствие фокусировки
истекающих в кумулятивную выемку
продуктов детонации формируется
достаточно плотный (~103кг/м3)
высокоскоростной (1...2 км/с) поток
частиц, который, взаимодействуя с по-
верхностью детали, образует покрытие.
Разогрев частиц, необходимый для их
адгезии, осуществляется как при удар-
новолновом сжатии слоя частиц на на-
чальной стадии ускорения, так и при
конвективном теплообмене с высоко-
температурными продуктами детона-
ции. Эта схема взрывного напыления примечательна тем, что при
металлографическом исследовании образцов после взрывного напы-
ления в них были обнаружены канальные формообразования глуби-
ной (103... 104)с/0 (^о — начальный диаметр частицы). Эти каналы бы-
ли истолкованы как траектории частиц, а само явление получило на-
звание сверхглубокого проникания [13].
Условия появления эффекта сверхглубокого проникания
определяются следующими значениями параметров процесса:
1) плотность налетающего потока частиц > 103 кг/м3, поверхностная
плотность ^102 кг/м3; 2) скорость частиц V « 1...2 км/с; 3) размер
частиц 10... 100 мкм, частицы размером, большим 8кр« 100 мкм, не
образуют каналы; 4) каналы почти полностью схлопываются, но
иногда продолжаются трещиной.
На сегодня эффект сверхглубокого проникания установлен для
частиц оксида алюминия А120з, железа Ре, вольфрама \\^, титана И,
бромида титана ИВг и некоторых других материалов, проникающих
в преграды из стали, алюминиевых сплавов, меди и др. В объеме пре-
грады массовая доля частиц мала и составляет около 0,1 %.
Проникание микрочастиц на глубину (Ю3...104)^о противоре-
чит классическим представлениям. В обычных условиях глубина
проникания компактного ударника при скорости ьуд « 1...2 км/с не
превышает нескольких его диаметров. Предпринимались попытки
воспроизвести эффект сверхглубокого проникания в других лабора-
ториях, но, как правило, повторить его не удавалось. При детонаци-
212

онно-газовом напылении этот эффект не наблюдается. Одни исследо-
ватели пришли к выводу, что такого эффекта не существует вовсе,
другие считают, что он является результатом специальной конструк-
ции устройства для разгона частиц, а не новым физическим явлением.
С момента опубликования информации об обнаружении
сверхглубокого проникания предложено несколько моделей этого
явления [1, 12, 13, 16, 23]. Достаточно убедительной является мо-
дель, предложенная С.Н. Буравовой [1], в которой сверхглубокое
проникание микрочастиц объясняется образованием продольных
трещин вследствие удара макрочастиц, присутствующих в потоке
частиц порошка. Эти макрочастицы могут быть осколками (фраг-
ментами) контейнера или же спекшимися частицами порошка. В
образованный канал проникают микрочастицы, а под действием
достаточно высокого давления в подложке этот канал закрывается.
Именно ударноволновое сжатие преграды, по-видимому, опре-
деляет возможность сверхглубокого проникания микрочастиц в
плотные преграды, поскольку этот эффект наблюдается только при
воздействии достаточно плотных потоков частиц, создающих в пре-
градах ударные волны амплитудой около 10 ГПа. Разработано не-
сколько моделей захвата микрочастицы фронтом ударной волны,
распространяющейся в преграде. Этот захват (взаимодействие части-
цы и сжатого вещества) в некоторой степени эквивалентен движению
спортсмена на серфинге, подхваченном гребнем морской волны. Из-
вестна возможность захвата заостренных (веретенообразных) удли-
ненных тел фронтом ударной волны в воздухе [10].
Из всех моделей сверхглубокого проникания наиболее
изящной является модель, основанная на гипотезе переноса мате-
риала микрочастиц за счет эффекта кумуляции и образования ус-
тойчивых вихревых структур во фронте ударной волны, генери-
руемой потоком микрочастиц. Возможная схема кумулятивного
массопереноса приведена на рис. 3.18. Ударная волна, образован-
ная при ударе потока микрочастиц, способна привести к эффекту
кумуляции при схлопывании микропор. Высокоскоростное схло-
пывание такой микропоры, как правило, приводит к образованию
кумулятивных микроструй. Если пора является удлиненной в на-
правлении распространения ударной волны, то может образовать-
ся кумулятивный микровихрь, движущийся вместе с фронтом
Ударной волны и переносящий материал частиц. Энергия для под-
ержания процесса кумуляции поступает от ударной волны за счет
Постоянного обжатия более разреженной области микровихря.
213

Рис. 3.18. Возможная схема кумулятивного массопереноса:
^ув — скорость ударной волны; ^кмс = 20ув — скорость кумулятивной
микроструи
Давление в зоне торможения кумулятивной струи достигает 100 ГПа
и более. Процессы деформирования среды весьма интенсивные,
поэтому возможно расплавление металла с последующим перехо-
дом в аморфное состояние. Возможность реализации такой схемы
течения в плотной прочной среде была подтверждена теоретиче-
ски путем численного решения соответствующей задачи [16].
Детонационно-газовое напыление позволяет получать каче-
ственные покрытия на внешних поверхностях деталей. Для нане-
сения покрытий на внутренние поверхности установки, исполь-
зуемые для детонационно-газового напыления, практически не
пригодны. Более широкими возможностями в этом смысле облада-
ет метод взрывного напыления. Так, с помощью удлиненных ци-
линдрических зарядов ВВ, окруженных слоем порошка, возможно
нанесение защитного покрытия на внутреннюю поверхность тру-
бы. Эта задача весьма актуальна, поскольку связана с повышением
долговечности трубопроводов, используемых для транспортиров-
ки жидких и газообразных веществ.
. Численное решение задачи о нанесении защитных покрытий на
внутреннюю поверхность трубы с помощью взрыва удлиненного ци-
линдрического заряда конденсированного ВВ в приближенной по-
становке приведено в работе [4]. Экспериментально взрывное напыле-
ние покрытий исследовалось авторами работы [6]. В экспериментах
удалось получить удовлетворительное покрытие из алюминиевого
214

порошка при использовании изготовленного из взрывчатого состава
д-К-1 удлиненного цилиндрического заряда диаметром 6 мм, окру-
женного слоем порошка толщиной 5...8 мм. Наиболее качественное
локрытие стальной подложки получено при толщине слоя порошка
5 мм и расстоянии от центра заряда ВВ до подложки 60 мм. Рассчи-
танное значение скорости метания порошка составляло 1200 м/с.
Анализ результатов, полученных авторами работ [4, 6], позво-
ляет выделить наиболее существенные эффекты, которые нужно учи-
тывать при разработке технологии взрывного напыления покрытий:
— мелкие частицы диаметром менее 20 мкм не попадают на
стенку трубы, поскольку полностью теряют свою скорость в об-
ласти отраженной ударной волны, образующейся после достиже-
ния продуктами детонации внутренней поверхности трубы;
— частицы порошка диаметром более 100 мкм не успевают
прогреваться, поэтому частицы не должны быть слишком крупными;
— в слое, прилежащем к заряду ВВ, наблюдается ударно-
волновое спекание частиц порошка;
— на поздних стадиях метания происходит потеря устойчиво-
сти цилиндрической симметрии потока частиц метаемого порошка,
что приводит к неравномерному (пятнистому) напылению покрытия.
Список литературы
1. Ададуров Г.А., Беликова А.Ф., Буравова С.Н. Об «аномальных» явле-
ниях, сопровождающих импульсное нагружение поверхности // ФГВ.
1992. №4.
2. Бартенев С.С., Федько ЮЛ., Григоров А.И. Детонационные покры-
тия в машиностроении. Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1982.
3. Гавриленко Т.П., Николаев Ю.А., Прохоров Е.С., Ульяницкий В.Ю. О
механизме образования покрытий при газо-термическом напылении
//ФГВ. 1990. №2.
4. Гладилин А.М., Григоров А.И., Сагидуллин ГГ Детонационные про-
цессы в двухфазных средах. М.: Недра, 1991.
5- Глушак Б.Л., Куропатенко В.Ф., Новиков С.А. Исследование прочно-
сти материалов при динамических нагрузках. Новосибирск: Наука.
Сиб. отд-ние, 1992.
6- Грязное Е.Ф., Васильев А.Ю., Карманов Е.В., Охитин В.Н. Взрывное
нанесение покрытий из порошковых материалов // Оборонная техни-
ка. 1993. №9.
7- Дерибас А.А., Нестеренко В.Ф., Тесленко Т.С. Универсальная зави-
симость параметров упрочнения металлов от интенсивности ударно-
волнового воздействия // ФГВ. 1982. № 6.
215

8. Дерибас А.А. Физика упрочнения и сварки взрывом. Новосибирск:
Наука. Сиб. отд-ние, 1980.
9. Дубнов Л.В., Бахаревич НС, Романов А.И. Промышленные взрывча-
тые вещества. М.: Недра, 1988.
10. Забабахин Е.И, Забабахин ИЕ. Стационарное перемещение тела
ударной волной // ПМТФ. 1980. № 2.
11. Зверев А.И, Шаривкер С.Ю., Астахов Е.А. Детонационное напыле-
ние покрытий. Л.: Судостроение, 1979.
12. Киселев СП., Киселев В.П. О механизме СГП частиц в металличе-
скую преграду // ПМТФ. 2000. № 2.
13. Козорезов К.И., Максименко В.М., Ушеренко СМ. Исследование эф-
фекта взаимодействия микрочастиц с твердым телом // Избранные
вопросы современной механики / Под ред. Г.Г. Черного. Ч. 1. М:
Изд-во Моск. ун-та, 1981.
14. Костюков К А., Соболенко Т.М. Влияние пористой прослойки на упроч-
нение малоуглеродистой стали контактным взрывом // ФГВ. 1991. № 2.
15. Кудинов В.В., Бодров Г.В. Нанесение покрытий напылением. Теория,
технология и оборудование. М.: Металлургия, 1992.
16. Макаров ИВ. Модель сверхглубокого проникания частиц в материа-
лы // Химическая физика процессов горения и взрыва: XI Симпозиум
по горению и взрыву: Тезисы докладов. Т. 1. Черноголовка, 1996.
17. Мурр Л.Е. Микроструктура и механические свойства металлов и
сплавов после нагружения ударными волнами // Ударные волны и
явления высокоскоростной деформации металлов / Ред. М.А. Мей-
ерс, Л.Е. Мурр: Пер. с англ. М.: Металлургия, 1984.
18. Нетлетон М. Детонация в газах: Пер. с англ. М.: Мир, 1989.
19. Николаев Ю.А., Васильев А.А., Ульяницкий В.Ю. Газовая детонация и
ее применение в технике и технологиях // ФГВ. 2003. № 4.
20. Обработка металлов взрывом / А.В. Крупин, В.Я. Соловьев, Г.С. По-
пов, М.Р. Кръстев. М.: Металлургия, 1991.
21. Пашков ПО., Гелунова З.М. Действие взрыва на закаленные стали.
Волгоград: Ниж.-Волж. кн. изд-во, 1969.
22. Петушков ВТ., Кудинов В.М., Фадеенко Ю.И. Обработка взрывом
сварных соединений металлоконструкций. М.: Металлургия, 1993.
23. Симоненко В.А., Скоркин НА., Башуров В.В. О проникновении от-
дельных микрочастиц в прочные преграды при столкновении с ними
порошкообразных потоков // ФГВ. 1991. № 4.
24. Тесленко Т.С Взрывное воздействие на материалы со структурой,
насыщенной дефектами // ФГВ. 1991. № 6.
25. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. М-
ФИЗМАТЛИТ, 2002.
26. Шоршоров М.Х., Харламов Ю.А. Физико-химические основы детона-
ционно-газового напыления покрытий. М.: Наука, 1978.
27. Эпштейн Г.Н. Строение металлов, деформированных взрывом. М-
Металлургия, 1988.
216

Глава 4
Сварка металлов взрывом
4.1. Основные схемы и параметры сварки взрывом
Сварка взрывом — процесс получения прочного соединения
двух или нескольких металлических тел, происходящий при их
соударении. Ускорение соударяющихся тел до необходимой ско-
рости осуществляется, как правило, под действием энергии взры-
ва, выделяющейся при детонации ВВ.
Сварку взрывом используют для изготовления многослой-
ных (чаще всего биметаллических) листов, полос, цилиндрических
изделий, композиционных материалов волокнистого строения из
разнообразных металлов и сплавов, в том числе из тех, сварка ко-
торых другими способами затруднена.
Свариваемые тела, заряд ВВ и система его инициирования, а
также основания и опоры, на которых все это располагается, обра-
зуют взрывное устройство, элементы которого находятся в функ-
ционально-конструктивном единстве. Для получения качественно-
го сварного соединения необходимо правильно выбрать конструк-
тивные характеристики взрывного устройства и параметры
процесса.
В этой главе приведены начальные сведения о проектирова-
нии технологических взрывных устройств, предназначенных для
сварки взрывом. Более подробные сведения можно найти в лите-
ратуре, список которой приведен в конце главы.
Иногда вместо термина «сварка взрывом» используют тер-
мин «взрывное плакирование» — покрытие поверхности металли-
ческого изделия тонким слоем какого-либо металла с помощью
сварки взрывом.
217

4.1.1. Основные схемы сварки взрывом
Основные схемы сварки взрывом плоских пластин — угло-
вая и параллельная — приведены на рис. 4.1. При детонации слоя
ВВ участки метаемой пластины под действием высокого давления
расширяющихся продуктов детонации последовательно приобре-
тают скорость С/, равную нескольким сотням метров в секунду,
метаемая пластина поворачивается относительно своего начально-
го положения и соударяется с неподвижной пластиной под опре-
деленным углом соударения у. При этом точка контакта К пере-
мещается вдоль поверхности неподвижной пластины со скоростью
1)к. Вследствие высокой скорости соударения в области контакта
развивается высокое давление и металл переходит в пластическое
состояние, происходит очистка свариваемых поверхностей, их ак-
тивация и образование соединения. Граница раздела сваренных
пластин имеет, как правило, характерную для сварки взрывом вол-
нообразную форму, однако встречаются соединения и с гладкой
границей раздела.
Прочное сварное соединение образуется при некоторых зна-
чениях параметров соударения. В частности, для обеспечения опе-
режающего пластического деформирования в области контакта
Рис. 4.1. Схемы сварки взрывом:
а — расположение свариваемых пластин под углом друг к другу; б — параллель-
ное расположение пластин: 1 — неподвижная пластина; 2 — метаемая пластина;
3 — метающий заряд ВВ; 4 — система возбуждения детонации; 5 — основание
218

необходимо соблюдение условия <1)к < с0, где с0 — скорость звука
в материалах свариваемых пластин. Если скорость детонации О
превышает скорость звука с0, то для обеспечения дозвукового ре-
жима соударения применяют угловую схему сварки (рис. 4.1, а).
Недостатком этой схемы является переменность ширины свароч-
ного зазора (промежутка между свариваемыми пластинами) и не-
удобство ее использования при больших размерах свариваемых
пластин. При использовании метающих зарядов ВВ с относитель-
но низкой скоростью детонации (р < с0) всегда применяют парал-
лельную схему расположения пластин (рис. 4.1, б). Угловая схема
используется в основном только при сварке взрывом достаточно
толстых пластин с относительно небольшими по площади массив-
ными слябами.
Сварка взрывом применяется также для соединения осесим-
метричных изделий и плакирования цилиндрических поверхностей.
На рис. 4.2 приведены схемы плакирования стержней (рис. 4.2, а) и
трубчатых заготовок (рис. 4.2, б—д). Для предохранения трубча-
тых заготовок от разрушения и уменьшения деформаций при пла-
кировании внутренних поверхностей используют прочные матри-
цы и оправки (см. рис. 4.2, б). Если плакируемая заготовка имеет
диаметр более 500 мм, то вместо массивной матрицы используют
дополнительный заряд ВВ, располагаемый на наружной поверхно-
сти плакируемой заготовки (см. рис. 4.2, в) и взрываемый одно-
временно с внутренним зарядом ВВ [9]. При правильном выборе
размеров наружного заряда ВВ удается компенсировать действие
внутреннего заряда и предотвратить разрушение плакируемой за-
готовки. При плакировании наружных поверхностей внутрь заго-
товки вставляют стержень с некоторым зазором, который запол-
няют водой или легкоплавким материалом (см. рис. 4.2, г).
Разработаны также технологии взрывного плакирования из-
делий с криволинейными поверхностями: лопаток рабочих колес
гидротурбин, сферических подшипников скольжения и др. [9].
Физические явления, происходящие при сварке взрывом,
структура и свойства соединений определяются характеристиками
свариваемых материалов и параметрами процесса, которые можно
подразделить на кинематические и динамические (физические)
параметры. К кинематическим параметрам относятся скорость ме-
тания пластины V, угол поворота метаемой пластины р, угол со-
УДарения у, скорость движения точки контакта 1)к. К динамическим
219

Рис. 4.2. Схемы сварки взрывом осесимметричных заготовок:
а — схема плакирования наружной поверхности стержня: 1 — электро детонатор;
2 — заряд ВВ; 3 — конус; 4 — метаемая (плакирующая) оболочка; 5 — плаки-
руемый стержень; 6 — центрирующая крышка; б — схема плакирования внут-
ренней поверхности трубчатой заготовки: 1 — электродетонатор; 2 — заряд ВВ;
3 — метаемая оболочка; 4 — плакируемая трубчатая заготовка; 5 — прочная мат-
рица; в— схема плакирования внутренней поверхности трубчатой заготовки
большого диаметра: 1а — метающий заряд ВВ; 16 — дополнительный заряд ВВ,
компенсирующий действие внутреннего заряда ВВ; 2 — метаемая оболочка; 3 —-
плакируемая трубчатая заготовка; г — схема плакирования наружной поверхно-
сти трубчатой заготовки: / — электродетонатор; 2 — заряд ВВ; 3 — конус; 4 —
метаемая оболочка; 5 — плакируемая трубчатая заготовка; 6 — центрирующая
крышка; 7 — стержень, предотвращающий схлопывание трубчатой заготовки; д -~
схема двустороннего плакирования трубчатой заготовки: 1 — электро детонатор;
2 — заряд ВВ; 3 — конус; 4 — центрирующие крышки; 5 — плакируемая трубча-
тая заготовка; 6а и 66 — плакирующие оболочки
220

параметрам относятся давление соударения р, время действия
сжимающих напряжений /ь температура в области контакта Г.
Как кинематические, так и динамические параметры сварки
взрывом определяются конструктивными характеристиками
взрывного устройства, физико-механическими, теплофизическими
и энергетическими характеристиками используемых материалов и
начальными (технологическими) параметрами сварки. Эти харак-
теристики и параметры можно сгруппировать следующим образом.
1. Детонационные характеристики заряда ВВ: скорость де-
тонации Д плотность заряда ВВ рВв> показатель политропы про-
дуктов детонации к, масса заряда ВВ тВв 9 толщина слоя ВВ /*.
2. Характеристики свариваемых материалов: физико-меха-
нические (прочность, твердость, вязкость) и теплофизические (те-
плоемкость, теплопроводность, температура плавления); микро-
рельеф свариваемых поверхностей, начальная температура, удар-
ные адиабаты свариваемых материалов и др.
3. Коэффициент нагрузки гн (безразмерный параметр):
„ _ "*вв _ Рвв^
т рД
где т — масса единицы площади метаемой пластины.
4. Начальная ширина сварочного зазора До — начальное рас-
стояние между свариваемыми пластинами (обычно До = (1...2)80,
начальный угол между пластинами а.
С увеличением ширины сварочного зазора до некоторого зна-
чения скорость соударения пластин возрастает, поэтому прочность
сварного соединения металлов сначала увеличивается до определен-
ного предела, а затем начинает уменьшаться в результате появления
дефектов (вследствие избыточной энергии соударения) в сварном
шве. Чтобы обеспечить высокую и стабильную прочность сварного
соединения, необходимо выдержать равномерную по всей поверхно-
сти свариваемых пластин плотность заряда ВВ и оптимальную для
Данного сочетания металлов ширину сварочного зазора.
4.1.2. Кинематические параметры сварки взрывом
Скорость движения точки контакта V* — фазовая скорость
распространения по свариваемым поверхностям области высокого
Давления.
221

При начальном параллельном расположении пластин (см.
рис. 4.1, б) угол соударения у равен углу поворота метаемой пла-
стины р за фронтом детонационной волны, а скорость движения
точки контакта <1)к равна скорости детонации:
у=р; 0К = Д
где
В = 2агс8т
Поскольку при сварке взрывом Г//(2#) ~ ОД, то с достаточной для
практики точностью выполняется соотношение Р «1//0.
При угловой схеме сварки (см. рис. 4.1, а) скорость движе-
ния точки контакта 1)к и угол соударения у зависят от начального
угла между пластинами а и могут быть определены из анализа
геометрической схемы процесса метания пластины:
_Р8т(у-а)_РзтР
8ту 8ту ' (4Л)
у = а + р = а + 2агс81п—.
Зависимости (4.1) позволяют определить кинематические
параметры 1)к и у, если известны либо скорость метания пластины
[/, либо угол поворота метаемой пластины р.
Для определения скорости метания пластины используются
следующие зависимости, связывающие скорость метания с коэф-
фициентом нагрузки и скоростью детонации ВВ метающего заряда
(см. гл. 1):
/1 32
/1 + — гн -1
Ц = Ъ2Р\ 27 —; (4.2)
/- 32 ,
1 + — г„ +1
н
27
С/=-^-ОлС-; (4.3)
гн+2 й2-Г
222

"-"•■^-■Н^ч
3 зависимость (4.2), в отличие от (1.40), введен коэффициент 1,2
для более точной аппроксимации экспериментальных данных. За-
висимости (4.3) и (4.4) дают близкие значения скорости метания,
несколько превышающие значение скорости метания, вычислен-
ное по зависимости (4.2).
Формула для определения угла поворота пластины р в зави-
симости от коэффициента нагрузки гн и смещения пластины у по
нормали к ее исходному положению получена на основании анализа
результатов экспериментов и двумерных расчетов и имеет вид [4]
6 г
р = ^тах_н (45)
гн +2,71 + 0,1 М/у
где 9тах — максимальный угол разлета продуктов детонации в ва-
куум; у — безразмерное смещение пластины, измеренное в толщи-
не заряда ВВ к.
Для порошкообразного гексогена к = 2,8 и 6тах = 0,71; для
аммонита № 6ЖВ к = 2,5 и 0тах = 0,83; для смеси аммонита № 6ЖВ
с гранулированной аммиачной селитрой (в пропорции 50/50) к = 2,2
и6тах = 0,99.
При анализе схем сварки с малой шириной сварочного зазо-
ра и ударноволновой сварки необходимо учитывать начальный
угол поворота метаемой пластины (см. (1.44)).
При известном угле поворота метаемой пластины скорость
метания определяется зависимостью
С/ = 2/)81п^»1>р. (4.6)
Следует отметить, что при начальной ширине сварочного за-
зора А0 = (1...2)81 значения скорости метания, определенные с по-
мощью (4.2) и (4.6), отличаются друг от друга в пределах погреш-
ности измерения скорости метания в экспериментах.
В работе [4] показано, что в первом приближении формула-
Ми (4.5) и (4.6) можно пользоваться и для расчета углов соударе-
ния в случае применения осесимметричной схемы сварки взрывом,
когда метание трубы осуществляется наружным цилиндрическим
223

зарядом ВВ. Точность расчета тем выше, чем меньше ширина сва~
рочного зазора и толщина метаемой трубы. Для угла поворота на-
ружной поверхности метаемой трубы, полностью заполненной за-
рядом ВВ, в работе [12] приведена полуэмпирическая формула
п _ втах V Гн
7^+ 1,86 +0,1/А0'
где До — начальная ширина сварочного зазора.
В приведенных формулах для расчета угла поворота метае-
мых пластин или оболочек не учитывается разлет непрореагиро-
вавшего ВВ со свободной поверхности заряда ВВ (слой Харитона).
Особенно значимым этот эффект является для зарядов грубодис-
персных ВВ, имеющих большой критический диаметр. Так, при
подрыве сварочных аммонитов АТ-1, АТ-2, АТ-3 (смеси аммонита
№ 6ЖВ с гранулированной аммиачной селитрой) наблюдается за-
метное выпадение осадков непрореагировавшего вещества [7]. Для
учета энергетических потерь при детонации в расчетных формулах
вместо коэффициента нагрузки гн следует использовать его эффек-
тивное значение
^эф = Г~^поЛр)РвВ
рА
где с/кр— критический диаметр заряда; |аПОт = 1/2... 1/4 — коэффи-
циент энергетических потерь при детонации. Наиболее сущест-
венно неполнота детонации сказывается при сварке листов из лег-
ких металлов (титана, алюминия) небольшой толщины (2...6 мм),
так как в этом случае необходимая толщина слоя ВВ близка к кри-
тической.
4.1.3. Динамические параметры сварки взрывом
Давление соударения. Расчет давления, возникающего при
соударении свариваемых пластин, расположенных под углом дрУг
к другу, при скорости движения точки контакта, меньшей скоро-
сти звука в материалах соударяющихся пластин, представляет со-
бой достаточно сложную задачу. На практике обычно пользуются
приближенными методами.
224

Для оценки сверху возникающего при соударении пластин
давления используют метод расчета давления нормального соуда-
рения пластин. Если ударные адиабаты материалов известны в
форме линейных соотношений между волновой и массовой скоро-
стями, то искомое давление определяется пересечением ударных
адиабат в плоскости (р, и) (см. разд. 1.3).
Для определения распределения давления в области контак-
та можно воспользоваться гидродинамической моделью косого
соударения пластин. В системе координат, связанной с точкой
контакта, процесс соударения пластин эквивалентен стационарно-
му соударению двух струй. Максимальное давление при симмет-
ричном соударении двух струй идеальной несжимаемой жидкости
в точке торможения в гидродинамическом приближении опреде-
ляется формулой Бернулли
Ртах
рХ
Известно решение классической задачи о симметричном со-
ударении струй идеальной несжимаемой жидкости. Используя это
решение, авторы работы [14] получили соотношения в параметри-
ческой форме для расчета распределения давления в области кон-
такта:
Р = Рп
х = -
"|2
- У -
(г|-ф-с1§^(л + 02
I у Г
(л-ф+с1§^(л + ф
8111 — 1п(г| + *)-С08 — 1п(г|-/) + 81Пу аГС8Ш —
(4.8)
где г| = ехр[я/(28ту)]; I — безразмерный параметр; х — коорди-
ната в области контакта, отсчитываемая от точки контакта.
На рис. 4.3 приведены рассчитанные с помощью соотношений
(4.8) эпюры давления. Формы этих эпюр полностью определяются
геометрией соударения и не зависят от скорости движения точки
контакта *УК, лишь давление возрастает пропорционально значе-
нию С1)2К. В то же время ясно, что при асимптотическом приближе-
нии режима соударения к акустическому режиму длина области
8-1483 225

р
1,0
0,5
М)
у
1
« *
х\
X
а б в
Рис. 4.3. Эпюры давления, возникающего при симметричном соударении
под углом 2у струй несжимаемой жидкости:
а —у=10°,/ = 0,2598ьб —у=15°,/ = 0,2728ьв —у = 30°,/ = 0,26151
давления, находящейся впереди точки контакта, должна стремить-
ся к нулю. Несмотря на то что симметричное соударение струй не
характерно для сварки взрывом, приведенные эпюры позволяют
оценить длину области высокого давления и демонстрируют тот
факт, что давление не равно нулю и в области, находящейся впе-
реди точки контакта. При несимметричном соударении решение
рассматриваемой задачи не является единственным даже в про-
стейшей постановке.
В работе [4] приведено выполненное в акустическом при-
ближении решение задачи о несимметричном соударении под ма-
лым углом струй невязкой сжимаемой жидкости без образования
обратной струи. Неявные соотношения для определения давления
р как функции координат х и у имеют следующий вид (начало ко-
ординат располагается в точке контакта):
х =
_>/^!А
я
&1П.1 + —
У = -
71
б, агс1§ + 6, агс1§ + я^б, + к2Ъ2)
а + 5,
а-6,
(4.9)
а = ±Л/8(/-5), 0<5</;
/ =
226
лМк/<
Сп 5^ + 82
V
РУ2К 25^8111(7/2)

в
в
-30 -20 -10 0 10 20 30 -30-20-10 0 10 20 30 «о 1
60 *, мм
Рис. 4.4. Изобары относительного давления р/ртак {а) и зависимости
относительного давления от расстояния от точки контакта (б):
а — изобары относительного давления при 5] = 3 мм и 82 = 15 мм и значениях
скорости детонации В - 3600 м/с (А) и В - 2000 м/с (Б); б — относительное
давление в области контакта при В = 2400 м/с и 61 = 15 мм (7) и 8] = 3 мм (2);
Ртах = Р1#2
где 81 и 82 — толщины метаемой и неподвижной пластин; р —
плотность материалов пластин; с0 — скорость звука в металле;
КЛг — целые числа, выбираемые так, чтобы значение координаты;;
было непрерывным; / — параметр, имеющий размерность длины и
включающий в себя давление. Полагая давление постоянным и изме-
няя значения переменной 8 в указанных пределах, с помощью соот-
ношений (4.9) можно построить изобары в окрестности точки контак-
^ Особенностью полученного решения является обращение давле-
ния в точке контакта в бесконечность. Поэтому оно может быть
Использовано для анализа поля давления лишь в той области, которая
Находится на некотором расстоянии от точки контакта.
Чтобы составить представление о характерных размерах об-
Ласти сжимающих напряжений, на рис. 4.4, а приведены изобары
8* 227

относительного давления, а на рис. 4.4, б — зависимости относи-
тельного давления в области контакта от расстояния от точки кон-
такта, построенные для типичных условий сварки взрывом с по-
мощью (4.9) [17]. При расчетах полагали, что угол соударения
у=15°Д1=0,*2=1.
Известны численные решения двумерных задач о косом со-
ударении пластин как в гидродинамической постановке, так и с
учетом прочности соединяемых пластин [3, 4]. Предпринимались
также попытки экспериментального определения профиля давле-
ния с помощью пьезорезистивных преобразователей давления на
основе манганина, запрессованных в неподвижную пластину на
различную глубину. Экспериментальная методика описана в рабо-
те [12]. Результаты экспериментов, несмотря на тензоэффект, удов-
летворительно совпадают с результатами расчета давления в облас-
ти его возрастания, выполненного в акустическом приближении [4,
12]. Максимальные значения давления, определенные эксперимен-
тально, заметно превышают рассчитанные значения [12].
Несимметричные соударения, характерные для сварки взры-
вом, сопровождаются волнообразованием, поэтому, как отмечает-
ся в работе [И], применение описанных выше методов расчета
является в известной мере условным, хотя и более оправданным,
чем определение давления по формулам нормального соударения.
Время действия сжимающих напряжений в области кон-
такта. При косом дозвуковом соударении пластин на некотором
расстоянии от точки контакта на смену высоким сжимающим на-
пряжениям приходят растягивающие напряжения. Время действия
в области контакта сжимающих напряжений /] определяют с по-
мощью соотношения [4, 7]
<.=*|Ч С4-10)
где
^ = 0,5 + 0,66^4
С
С — модуль сдвига. В практических расчетах обычно полагают
228

Зремя 1\ можно регулировать, изменяя значения 1)к путем варьи-
рования высоты заряда и ширины сварочного зазора.
Температура в области контакта. Процесс соединения ме-
таллических пластин при сварке взрывом сопровождается резким
повышением температуры в области контакта. Нагрев пластин
происходит в основном вследствие их пластического деформиро-
вания и сдвига в области контакта. Определенную роль в нагреве
пластин играют также их адиабатический нагрев при динамиче-
ском сжатии, разогрев поверхностных слоев пластин нагретым
вследствие быстрого сжатия воздухом, находящимся в сварочном
зазоре, и процесс трения пластин друг о друга. Эксперименты по
измерению температуры в области контакта показали, что при
сварке взрывом происходит нагрев поверхностных слоев пластин
толщиной 10...70 мкм до 700... 1450 °С. Количество теплоты, вы-
делившееся в области контакта, можно определить по эмпириче-
ской формуле [4, 7, 18]
где хсв — безразмерный эмпирический коэффициент. Путем об-
работки результатов экспериментов по измерению температуры в
области контакта авторами работ [4, 7, 18] было определено значе-
ние хсв =6,8- 10~2.
Распределение температуры по сечению пластины для лю-
бого момента времени можно рассчитать с помощью решения
уравнения теплопроводности для мгновенного линейного источ-
ника тепловой энергии, характеризуемого количеством теплоты (),
а именно
Т(х9() = Т0+ т=ГехР\-ГГ ' (4Л1)
2Сру1па2т( { ^тЧ
гДе С — теплоемкость материала пластины; ат — коэффициент
температуропроводности; у — расстояние от области контакта;
^о — начальная температура. Зависимость температуры в области
контакта от времени определяется из этого выражения при у = 0.
Из выражения (4.11) можно также найти время, прошедшее после
с°Ударения пластин до того момента, когда температура на грани-
229

це раздела пластин за счет теплопроводности снизится до темпера-
туры плавления Гплав:
е2
к= т' (4.12)
Поскольку начальная температура Т0 обычно мала по сравнению с
температурой плавления и а\ =А,т/(рС), где А.т — коэффициент
теплопроводности, то выражение (4.12) можно записать в виде
О2
12= * ■ ■ (4.13)
4яСр^тГп2лав
Как уже отмечалось выше, в процесс нагрева поверхностных
слоев пластин вносит свою долю и адиабатическое сжатие воздуха
в сварочном зазоре. Так, при использовании ВВ, имеющих ско-
рость детонации 2000...2500 м/с, давление и температура воздуха
могут составить соответственно 6...9 МПа и 2200...3500 °С. В
этих условиях слой стали толщиной около 50 мкм успеет нагреть-
ся до температуры 200 °С.
При расчете температуры в области контакта необходимо
учитывать также нагрев пластин вследствие их пластического де-
формирования во всем объеме. Для оценки дополнительного разо-
грева пластин предположим, что кинетическая энергия, значение
которой равно разности значений кинетических энергий метаемой
пластины и сваренных пластин, полностью переходит в теплоту,
распределяющуюся по толщине пластины равномерно. При этом
энергией, выделяющейся в сварном шве, и энергией, уносимой
кумулятивной струей, можно пренебречь ввиду малости их значе-
ний. Тогда при неупругом ударе для выделившегося количества
теплоты на единицу площади из закона сохранения энергии можно
получить следующее выражение:
= р&Ц2 р252
2 р181+р282
В результате соударения пластин температура возрастет на величину
АТ = -
0
С1РА+С2Р252
где Сь Сг — теплоемкости материалов соударяющихся пластин.
230

Теплота ^\ выделяется в момент соударения пластин одно-
временно с выделением теплоты 2, поэтому при расчете темпера-
туры в области контакта необходимо начальную температуру пла-
стин полагать равной
Т0=ТХ+АТ,
где Т\ — температура пластин до соударения.
4.2. Закономерности процесса сварки взрывом
Волнообразование при сварке взрывом. В специфических
условиях сварки взрывом прямолинейная граница раздела сваривае-
мых пластин, являющаяся контактным разрывом, оказывается неус-
тойчивой и принимает волнообразную форму, характеризующуюся
строгой периодичностью и регулярностью остаточных деформаций
(рис. 4.5). Многочисленные исследования показывают, что волнооб-
разование происходит не при всех параметрах соударения пластин.
Можно выделить три основных условия волнообразования [4,11]:
— соударение пластин должно происходить в дозвуковом
режиме, т. е. скорость движения точки контакта 1)к должна быть
меньше скорости звука с0 в материалах соударяющихся пластин;
— давление в окрестности точки контакта должно значи-
тельно превышать прочность материалов соударяющихся пластин;
аналитически это условие можно выразить неравенством
Л=Р1±Р^>10Щ±Н\ (4.14)
Ук 2 2 2
где НУЬ НУ2 — твердости материалов соударяющихся пластин;
из этого неравенства следует существование некоторой минималь-
ной скорости движения точки контакта 1)к тщ, разделяющей области
соударения без волнообразования и с волнообразованием (для па-
ры сталь — сталь 1)к тт = 1,8 км/с, для пары медь — медь 1)к т\п =
^ 1,0 км/с);
— значение угла соударения у должно превышать некоторое
Минимальное значение утт = 6°.. .7°.
Волны, образующиеся на границе раздела пластин, не имеют
строго синусоидальной формы. Значения отношения амплитуды
волны Яволн к ее длине Хволн изменяются в пределах
231

0,14 <-
-^0,30.
Эмпирическая зависимость
длины волны от параметров со*
ударения при
вид [И]
82/8! > 1 имеет
А..
• = 2б8И12^-
Известны и другие зависимости
параметра А,ВОЛн от параметров
у и 8! [4,14].
Различные феноменоло-
гические модели волнообразо-
вания, позволяющие объяснить
зависимость длины и амплиту-
ды волны от параметров соуда-
рения, рассмотрены в работах
[4, 11]. Часть из этих моделей
основана на особенностях со-
ударения пластин с опережаю-
щими точку контакта областями
пластических деформаций (так
называемыми буграми дефор-
маций) и на взаимодействии с
ними образующихся кумуля-
тивных струй. С помощью дру-
гих моделей делается попытка
создать строгую математиче-
скую теорию волнообразования
либо на основе аналогии между
волнообразованием и вихревым
следом за телом при его турбу-
лентном обтекании (вихревая
дорожка Кармана), либо рас-
сматривая процесс волнообразования как автоколебательный про-
цесс с жестким возбуждением автоколебаний в окрестности точки
контакта. Однако в практическом плане эти подходы оказываются
при
в
Рис. 4.5. Волнообразование
сварке взрывом:
а — синусоидальная граница раздела;
б — волнообразная граница раздела с
вихревыми участками; в — граница
раздела со слоем расплава
232

малоэффективными, поскольку основаны на использовании раз-
личных предположений (например, о форме и размерах обтекае-
мого тела или природе возбуждения автоколебаний), которые не
представляется возможным подтвердить в эксперименте, и требу-
ют знания характеристик материалов в условиях высокоскорост-
ного деформирования. Несмотря на наличие большого числа мо-
делей и эмпирических зависимостей, позволяющих определить
параметры волн с достаточной для практики точностью, в настоя-
щее время не прекращаются попытки построения теоретических
моделей волнообразования [1].
Необходимо отметить, что образование сварного соединения
возможно и без появления волн на границе раздела. При малых
скоростях соударения пластин, не удовлетворяющих условию
(4.14), но достаточных для перехода материалов пластин в пласти-
ческое состояние, возможно образование сварного соединения с
гладкой границей раздела и невысокой прочностью на отрыв [8, 13].
Кроме того, сварное соединение с гладкой границей раздела обра-
зуется при больших углах соударения. При этом волнообразование
сменяется формированием сплошной кумулятивной струи.
Струеобразование при сварке взрывом. Схема соударе-
ния пластин при сварке взрывом аналогична классической схеме
косого соударения пластин, при котором образуются плоские ку-
мулятивные струи (см. гл. 8). При дозвуковом соударении струй
идеальной жидкости всегда образуется кумулятивная струя, при-
чем с уменьшением угла соударения скорость кумулятивной
струи неограниченно возрастает, а ее масса убывает, стремясь к
нулю. При этом энергия кумулятивной струи увеличивается, ос-
таваясь конечной.
При косом соударении металлических пластин в области
контакта существуют силы, тормозящие кумулятивную струю.
Природа и значения этих сил определяются прочностью и вязко-
стью металлов в условиях высокоскоростного деформирования в
области контакта. При определенных условиях соударения дейст-
вие тормозящих сил приводит к тому, что кумулятивная струя не
образуется. В работе [7] приведено выражение для критического
Угла струеобразования у^ при симметричном соударении
233

При у < у„ соударение происходит без образования кумулятивной
струи.
В диапазонах значений параметров 1)к и у, при которых про-
исходит сварка взрывом, как правило, образования устойчивых
кумулятивных струй не наблюдается. Вместо сплошной кумуля-
тивной струи впереди точки контакта формируется облако дис-
персных частиц, механизм образования которого такой же, как и
механизм образования сплошной кумулятивной струи. Начальная
толщина дисперсной кумулятивной струи составляет 0,01...0,10 мм.
Таков же порядок высоты микронеровностей на поверхности сва-
риваемых металлических пластин. Именно это обстоятельство
приводит к образованию дисперсной кумулятивной струи при
сварке взрывом. Скорость дисперсной кумулятивной струи вслед-
ствие влияния тормозящих сил вязкости не более чем на 50 % пре-
вышает скорость движения точки контакта [4].
4.3. Формирование соединения при сварке взрывом
Из опытов следует, что образование прочного соединения
происходит лишь в достаточно узких диапазонах значений парамет-
ров 1)к и у, зависящих как от характеристик свариваемых материа-
лов, так и от конструктивных характеристик взрывного устройства.
Одна из основных задач исследования процесса сварки взрывом —
получение расчетных зависимостей, позволяющих прогнозировать
возможность образования сварного соединения при определенных
параметрах соударения для материалов с известными физическими
свойствами. После определения необходимых параметров соударе-
ния рассчитывают требуемые для реализации режимов соударения
конструктивные характеристики взрывного устройства. Рассмотрим
условия, необходимые для образования сварных соединений.
Самоочищение свариваемых поверхностей. При обычных
технологиях сварки металлов в твердом состоянии получение
прочного соединения достигается лишь в тех случаях, когда удает-
ся обеспечить взаимодействие хорошо очищенных свариваемых
поверхностей. При сварке взрывом предварительная очистка сва-
риваемых поверхностей может производиться менее тщательно, а
в большинстве случаев, когда поверхностное загрязнение не вели-
ко, прочное соединение образуется без их предварительной
234

Рис. 4.6. Схема течения в области контакта соударяющихся пластин, воз-
никающего при сварке взрывом:
а — метаемая пластина; б — неподвижная пластина; в — дисперсная кумулятив-
ная струя; г — поверхностный слой оксидов и адсорбированных газов {А — слои
с мелкозернистой структурой, Б — слои с вытянутыми зернами)
очистки благодаря процессу самоочищения. Это одно из важных
условий сварки взрывом. Самоочищение свариваемых поверхно-
стей происходит за счет образования дисперсной кумулятивной
струи, которая разрушает и удаляет из области контакта оксидные
пленки и различные загрязнения. Одновременно в результате ин-
тенсивного пластического деформирования происходит активация
поверхностных слоев свариваемых пластин, необходимая для об-
разования прочного соединения металлов в твердом состоянии.
Схема течения в области контакта с образованием дисперсной ку-
мулятивной струи приведена на рис. 4.6 [22].
Нижняя граница области сварки взрывом. Нижняя гра-
ница области сварки взрывом наиболее важна для практических
расчетов режимов сварки, поскольку именно вблизи нижней гра-
ницы взрывные устройства характеризуются минимальным расхо-
дом ВВ и происходит минимальное деформирование заготовок.
Эксперименты показывают, что прочное соединение металлов
получается при режимах сварки, характеризующихся появлением
интенсивных пластических деформаций на поверхности контакта и
образованием дисперсной кумулятивной струи. В координатах (17к, у)
Эти режимы снизу ограничены так называемой нижней границей
области сварки взрывом. Известны несколько эмпирических фор-
мул для расчета положения нижней границы. Наиболее распростра-
ненным и обоснованным является следующее соотношение [4, 7]:
235

у=тщ, <4.16)
где НУ — твердость материалов свариваемых пластин. При этом
шероховатость поверхностей свариваемых пластин должна быть в
пределах К2= 6...30 мкм, а толщина метаемой пластины должна
быть меньше толщины неподвижной пластины или равна ей. Фи-
зически это условие означает достижение в точке контакта неко-
торого предельного значения давления, равного значению твердо-
сти материалов свариваемых пластин.
Удовлетворительное совпадение расчетных данных с ре-
зультатами эксперимента отмечается при расчете положения ниж-
ней границы по приведенному в работе [И] эмпирическому выра-
жению
*-& (4-,7>
где ав — предел прочности на растяжение (временное сопротивле-
ние). При использовании формулы (4.17) остается некоторая неоп-
ределенность в выборе значения ав, так как предел прочности за-
висит от условий деформирования металла. Иногда для определения
необходимого минимального значения скорости метаемой пластины
применяют формулы для нормального соударения (см. (1.15)), пола-
гая рт[П = 5ат.
При сварке разнородных материалов различной твердости воз-
никают принципиальные трудности с выбором прочностных харак-
теристик материалов (параметров НУ и ств) для расчета положения
нижней границы с помощью зависимостей (4.16) и (4.17). В работах
[7, 8] рекомендуется для такого расчета использовать значение твер-
дости более мягкого из двух свариваемых металлов. Аргументирует-
ся эта рекомендация тем, что при косом соударении пластин из мате-
риалов различной твердости более интенсивно деформируется мягкий
материал. Кумулятивная струя, образуясь из более мягкого материа-
ла, приводит к очищению свариваемых поверхностей и способствует
поверхностному деформированию более твердого материала (рис. 4.7).
При этом на границе раздела, как правило, волны отсутствуют. Этот
вывод подтверждается результатами экспериментального исследова-
ния процесса сварки взрывом стали с алюминием [8].
236

рис. 4.7. Схема образования кумулятивной струи при соударении пла-
стин из материалов разной твердости:
/ — метаемая пластина из мягкого материала; 2 — неподвижная пластина из
твердого материала; 3 — дисперсная кумулятивная струя, образованная из мате-
риала мягкой пластины
В работе [16] развивается другая концепция нижней границы
области сварки взрывом разнородных материалов, основанная на
равенстве динамических пределов текучести свариваемых материа-
лов, значения которых зависят от скорости деформаций, давления,
температуры и других параметров. Равенство динамических преде-
лов текучести свариваемых материалов обеспечивается самосогла-
сованием скоростей деформаций в процессе волноообразования.
Однако практическое использование этой концепции затруднено,
поскольку не ясно, как следует задавать параметры соударения,
чтобы обеспечить равенство динамических пределов текучести.
При сварке разнородных материалов с сильно различающими-
ся характеристиками в качестве компромиссного варианта в расчет-
ную формулу (4.16) иногда рекомендуют подставлять среднее значе-
ние твердости свариваемых материалов НУ = ОДНУ] + НУ2) [4].
На положение нижней границы области сварки взрывом
существенное влияние оказывает состояние поверхностей свари-
ваемых пластин-. Специальные исследования [4, 7] показали, что в
отличие от неподготовленных пластин пластины, поверхности ко-
торых очищены от оксидных пленок и масляных загрязнений и
имеют меньшую высоту микронеровностей, свариваются при
меньших скоростях и углах соударения. В работе [7] приведено
Уравнение для расчета положения нижней границы, учитывающее
толщину оксидной пленки,
237

где 5 = &окс/8\ — относительная толщина оксидной пленки. ДЛя
пластин из стали СтЗ толщиной 61 = 1...5 мм, у которых толщина
оксидной пленки 8ОКс = 0,005...50,0 мкм, эмпирический коэффици-
ент 7У = 5,5; п = 0,18. Практическое использование последней зави-
симости затруднено, поскольку толщина оксидной пленки, как
правило, не известна.
В обычных условиях сварки взрывом приходится выбирать
режимы сварки с некоторым запасом по скорости, чтобы заведо-
мо обеспечить прочность соединения. Как правило, режимы
сварки для конкретных пар металлов определяются эксперимен-
тально.
Верхняя граница области сварки взрывом. При увеличе-
нии скорости косого соударения пластин в области контакта воз-
растает интенсивность пластических деформаций, увеличивается
мощность тепловыделения. При этом поверхностные слои пла-
стин плавятся, затем затвердевают в результате отвода теплоты
во внутренние слои металла. Одновременно с этими теплофизи-
ческими процессами происходит процесс разгрузки, область вы-
соких сжимающих напряжений по мере движения точки контакта
сменяется областью растягивающих напряжений, и, если послед-
ние возникнут в рассматриваемой точке раньше, чем произойдет
затвердевание расплавов, сварное соединение может разрушить-
ся. Следовательно, верхнюю границу области сварки взрывом
определяет условие 1Х >/2, где 1\ — время существования в рас-
сматриваемой точке сжимающих напряжений; /2 — время затвер-
девания расплава. Это условие приводит к следующему неравен-
ству, связывающему кинематические параметры с теплофи-
зическими и геометрическими характеристиками свариваемых
материалов [4, 7]:
Поскольку рассчитанные значения параметра ^ изменяются в пре-
делах 0,50.. .0,65, то обычно полагают ^ «1.
С учетом (4.16) и (4.18) условие для получения прочного
сварного соединения можно записать в следующем виде:
238

0,57 Ц^<81П^14,7<у-5/4 Г™А/*Г . (4Л9)
V 5,+52
Обобщенная диаграмма сварки взрывом. Обобщенная
диаграмма сварки взрывом [11] в координатах (1>к, у) представлена
на рис. 4.8. Кривая 1 ограничивает область сверхзвуковых режи-
мов сварки при <1)к > с0, у > укр (укр — критический угол соударе-
ния пластин, при превышении которого ударные волны отсоеди-
няются от точки контакта (см. разд. 1.3)). При этих условиях, не-
смотря на то что 1)к > со, непосредственно в области контакта
реализуется дозвуковой режим соударения, поскольку ударные
волны отсоединяются от точки контакта и уходят вверх по потоку.
Прочное соединение металлов происходит при режимах сварки,
характеризующихся появлением интенсивных пластических де-
формаций на поверхности контакта и образованием дискретной
кумулятивной струи. Области этих режимов сварки ограничены
кривой 1 и прямой 2, соответствующей скорости движения точки
контакта <1)К2- Положение прямой 2 определяет критическую ско-
рость движения точки контакта, при которой давление соударения
соизмеримо с теоретической прочностью металлов при сдвиге;
о V1
^-^- = 10НУ«0,1С.
2
При дальнейшем уменьше-
нии скорости движения точки
контакта до 1>к3 (прямая 3) область
пластических деформаций умень-
шается и исчезает при <1)к < 1)^.
Значение скорости *Укз можно
определить с помощью зависимо-
сти [7]
В области режимов сварки,
Находящейся между прямыми 2
Рис. 4.8. Обобщенная диаграмма
сварки взрывом:
НГ — нижняя граница области свар-
ки взрывом; ВГ — верхняя граница
области сварки взрывом
239

и 3, возможно получение сварного соединения металлов (особенно
пластичных) без видимых следов волнообразования. Однако такие
режимы сварки нестабильны и редко применяются на практике.
Снизу область сварки взрывом ограничена кривой НГ, соответст-
вующей уравнению нижней границы сварки взрывом (4.16), а
сверху — кривой ВГ, соответствующей уравнению (4.18).
Оптимальные значения начальных параметров сварки
взрывом для некоторых пар металлов [19]. Как отмечается в
работе [4], приведенные выше расчетные соотношения для опре-
деления нижней и верхней границ области сварки взрывом имеют
характер первого приближения. Оптимальные значения начальных
параметров сварки взрывом, обеспечивающие прочное и безде-
фектное соединение свариваемых металлов и сплавов, приходится
уточнять экспериментально. Анализ большого объема эмпириче-
ского материала показывает, что толщина заряда ВВ для большин-
ства свариваемых металлов и сплавов (конструкционные и корро-
зионно-стойкие стали, медь, никель и их сплавы, титан и др.)
должна выбираться из следующего условия: толщина слоя В В
6... 10 мм на 1 мм толщины метаемой пластины, причем при тол-
щине метаемой пластины 8] = 3...15 мм толщина слоя ВВ должна
составлять 8... 10 мм на 1 мм толщины пластины, а при 61 > 15 мм —
6...8 мм.
При плакировании тонкими пластинами (81 < 3 мм) между
слоем ВВ и метаемой пластиной следует помещать промежуточ-
ную прокладку из резины или пластмассы. В этом случае при вы-
боре толщины слоя ВВ необходимо учитывать наличие прокладки.
Начальная ширина сварочного зазора принимается равной
Д0 =(1,0...1,5)8,.
При сварке металлов, вступающих в химические реакции с
образованием хрупких соединений (сталь + титан, сталь + алюми-
ниевые сплавы, сталь + свинец и некоторые другие), следует ис-
пользовать промежуточные прокладки из материалов, не обра-
зующих хрупких фаз со свариваемыми металлами. Необходимая
толщина прокладки составляет 0,5... 1,0 мм.
Оптимальные значения начальных параметров сварки взры-
вом для некоторых пар металлов приведены в табл. 4.1 [19].
В заключение отметим, что результаты экспериментов с лю-
быми известными к настоящему времени парами свариваемых ме-
таллов свидетельствуют о существовании области «универсального»
240

Таблица 4.1
Оптимальные значения начальных параметров сварки взрывом
для некоторых пар металлов
Размеры пластин, мм
Началь-
ная ши-
рина сва-
рочного
зазора А0,
мм
Началь-
ный
угол а,
мин
Толщина"
заряда ВВ
к, мм
Скорость
детона-
ции Д
м/с
Коррозионно-стойкая сталь — углеродистая сталь
(5...8IX 960x1600
П00...160)х800х1500
10x900x1600
(Ю0...160)х 800x1500
15x900x1600
(100...160)х800х 1500
20x1100x1800
(100...160)х900х 1800
10x1600x3150
(50...100)х 1500x3000
10
15
20
25
15
24
24
24
30
0
40...60
60
100
120
80
2600
2600
2200
2300
2000
Медь и ее сплавы — углеродистая сталь
2x1540x5050
7x1500x5000
3x1540x4050
13x1500x4000
Г 4x1080x3100
21x1000x3000
'5x900x3100
_45х 800x3000
.20 х 1200x2150
_1_00х 1000x2000
3...4
4...5
5...6
6...7
25
0
0
0
0
15
20
25
30
40
100
2300
2300
2500
2300
2700
Титан — сталь
3x100x2000
(7...37)х 950x3900
В числителе указан!
подвижной пластины.
Значения толщины
К концу заряда толщиной б
^..25 %.
3...4
»1 размеры мет
заряда ВВ к ук
юлее 40 мм зн
0
аемой пласт]
газаны для ж
ачение к пос
30...35
ины, в знамена
юального учас
тепенно умень
2000
теле — не-
тка заряда,
шается на
241

режима сварки при 2,0 км/с <ФК< 2,3 км/с, 9° ^ у < 12°, в кото-
рой возможно получение прочных сварных соединений [4]. При
параллельной схеме сварки взрывом и начальной ширине свароч-
ного зазора, удовлетворяющей соотношению Д0/8«1, в случае
использования сварочных аммонитов (смесь аммонита № 6ЖВ с
гранулированной аммиачной селитрой) для обеспечения «универ-
сального» режима сварки значения коэффициента нагрузки г
должны находиться в пределах 0,56 < гн < 0,78.
4.4. Особенности сварки взрывом
крупногабаритных металлических листов
Основным преимуществом сварки взрывом является воз-
можность получения соединений разнородных металлов. Сварка
взрывом наиболее целесообразна для производства таких биметал-
лов, как титан + сталь, алюминий + сталь, латунь + сталь, медь +
+ сталь, коррозионно-стойкая сталь + углеродистая сталь, а также
при взрывном плакировании готовых изделий: лопастей гидротур-
бин, трубных досок, валов и т. п.
Влияние длины плакируемых металлических листов на
прочность сварного соединения [11]. При сварке взрывом тита-
новых листов со стальными листами предъявляются наиболее же-
сткие требования к выбору оптимальных режимов, так как нали-
чие расплавленного металла в области контакта приводит к резко-
му снижению прочности сварного соединения. Поэтому, как
правило, необходимы низкая скорость детонации ВВ и малый ко-
эффициент нагрузки. Применение таких режимов сварки позволя-
ет получить качественные биметаллические листы длиной до 1 м.
С увеличением длины листов обнаруживается постепенное
уменьшение прочности биметалла вплоть до появления сплошных
расслоений на расстоянии более 2 м от области возбуждения дето-
нации. В большинстве работ это явление объясняется влиянием
воздуха, находящегося в сварочном зазоре. Вследствие его удар-
новолнового сжатия температура и давление за фронтом ударной
волны резко возрастают. Для оценочных расчетов, следуя за авто-
рами работ [7, 11], предположим, что сжатие воздуха в сварочном
242

зазоре осуществляется поршнем, скорость которого равна скоро-
сти движения точки контакта <1)к. Роль поршня выполняет часть
метаемого листа, находящаяся между фронтом детонационной
волны и точкой контакта. Для сильной ударной волны, распро-
страняющейся в идеальном газе с постоянным показателем адиа-
баты А:ВОзд9 имеем следующие соотношения:
л _У«(*вд,+1).
Рув =
2роА[в..
^УВ _
2Дув(*возД-1)
(^возд+1)2^ '
где Лув — скорость ударной волны; /?ув, Тув — давление и тем-
пература за фронтом ударной волны; р0 — начальная плотность
воздуха; 31 — газовая постоянная. Результаты расчетов параметров
ударной волны, распространяющейся в воздухе, в гелии и в водо-
роде, в зависимости от скорости движения точки контакта 1)к при-
ведены в табл. 4.2.
Таблица 4.2
Значения параметров ударной волны, распространяющейся
в сварочном зазоре, заполненном воздухом, гелием или водородом,
в зависимости от скорости движения точки контакта
V,
1500
2500
зооо
и4000_
#ув, м/с
в
воз-
духе
1850
3000
3600
4800
в
гелии
2200
3300
3850
6150
в
водо-
роде
2500
3500
4000
6300
Гув, °С
в
воз-
духе
1800
4800
6800
11800
в
гелии
300
620
860
2150
в
водо-
роде
200
400
520
1280
рув, МПа
в
воз-
духе
4,0
10,0
14,0
24,5
в
гелии
0,6
1,25
1,75
4,5
в
водо-
роде
0,4
0,8
1,05
2,6
Оценим время /Н1,в течение которого элемент в средней час-
т** метаемого металлического листа, расположенный на расстоя-
нии I от области возбуждения детонации, будет подвергаться пе-
243

ред соударением дополнительному воздействию со стороны сжа~
того воздуха (влиянием боковой разгрузки пренебрегаем):
_Щ-УК/РУВ)
V
При плакировании длинных металлических листов шириной
Ь постепенное понижение давления в их средней части начнется
через время 1н2 после прихода боковой волны разгрузки:
Ъ
возд
где Свозд — скорость звука в воздухе, сжатом ударной волной.
Как следует из табл. 4.2, в сжатом ударной волной воздухе,
находящемся в сварочном зазоре, достигаются достаточно высокие
значения давления и температуры. Поэтому сжатый воздух оказы-
вает как механическое, так и тепловое воздействие на свариваемые
металлические листы. Механическое воздействие сводится к уско-
рению верхнего листа и увеличению ширины сварочного зазора.
Пренебрегая уменьшением давления ударной волны, распростра-
няющейся в воздухе, можно определить увеличение ширины сва-
рочного зазора
2
д _д - Руъ1*
где А0 и Акон — начальное и конечное значения ширины сварочно-
го зазора; (н = тш(/„ь ^нг). Количественные оценки показывают,
что при сварке стального листа с титановым листом толщиной
3 мм и шириной 1 м, когда скорость движения точки контакта со-
ставляет 2,5 км/с, увеличение ширины сварочного зазора достига-
ет 10 мм, что может заметно снизить качество сварного соедине-
ния в результате возрастания скорости метания. Необходимо так-
же учитывать возможность уплотнения ВВ и, как следствие,
некоторое увеличение скорости детонации, что также ведет к рос-
ту скорости метания и ухудшению качества соединения.
Согласно количественным оценкам разогрева металлических
листов, выполненным автором работы [7], листы могут прогре-
ваться до температуры плавления на глубину 10... 100 мкм.
244

Для уменьшения отрицательного влияния воздуха предлага-
ется следующие способы сварки.
1. Уменьшение ширины сварочного зазора до 0,5 мм. Зазор
устанавливается с помощью металлических опилок. При этом за-
метно увеличивается расход ВВ, а поскольку самоочищение сва-
риваемых поверхностей затруднено, требуется более тщательная
их подготовка.
2. Использование схемы сварки с отрицательным наклоном
метаемого металлического листа для компенсации возможного
увеличения ширины сварочного зазора.
3. Инициирование метающего заряда ВВ с короткой стороны
или в центре. В последнем случае для устранения непровара в об-
ласти возбуждения детонации в метаемом металлическом листе
делают углубление.
4. Вакуумирование сварочного зазора либо заполнение его
легким газом (гелием или водородом), что ведет к существенному
снижению давления и температуры находящегося в сварочном за-
зоре газа, сжатого ударной волной (см. табл. 4.2).
Другими факторами, ухудшающими качество биметаллов,
являются хаотически или регулярно расположенные непровары в
виде пузырей, вырывов металла и других дефектов. Основная при-
чина таких дефектов — локальное захлопывание захваченного
воздуха вследствие вогнутости фронта детонационной волны, не-
стабильности начальной ширины сварочного зазора, непостоянст-
ва толщины и плотности заряда ВВ, колебания листа впереди точ-
ки контакта. Колебания метаемого листа приводят к периодически
расположенным непроварам. Для сведения к минимуму подобных
дефектов применяют ряд приемов. Чтобы детонация была ста-
бильной на большой площади заряда порошкообразного ВВ, заряд
Делают ячеистым. С помощью специальных прижимов обеспечи-
вают постоянство ширины сварочного зазора. Контролируют тща-
тельность соединения защитных прослоек с неподвижным листом.
В работе [2] проанализирована возможность возгорания вы-
брасываемых в сварочный зазор частиц титана, приводящего к
вздутиям *[ разрывам плакирующего слоя титана. В отличие от та-
ких пирофорных материалов, как алюминий и цирконий, титан
обладает уникальной способностью поглощения большого количе-
Ства кислорода и азота из воздуха. Под действием высокотемпера-
турного газового потока, образующегося в сварочном зазоре за
245

фронтом воздушной ударной волны, удаленные от области кон-
такта участки поверхностей титановых листов насыщаются азотом
и кислородом. Степень насыщения растет с увеличением длины
свариваемых листов и достигает предельных значений на расстоя-
нии 0,3...0,5 м от области возбуждения детонации ВВ метающего
заряда. Выбрасываемые вследствие кумулятивного эффекта в сва-
рочный зазор частицы металла способны воспламеняться при
взаимодействии с кислородом и азотом воздуха. Однако при свар-
ке взрывом алюминиевых или циркониевых листов возникающая
реакция окисления идет только по поверхностям частиц и скорость
ее относительно невелика. Титановые же частицы способны гореть
за счет реакции с растворенными в них кислородом и азотом со
значительно большей скоростью. Выделяемая при этом теплота
сравнима с кинетической энергией метаемого листа. Своеобраз-
ный взрыв газометаллической смеси может привести к разруше-
нию сварного соединения. Эксперименты показали, что сварка в
среде инертных газов позволяет кардинально улучшить качество
сварных соединений крупногабаритных листов титана с листами
из различных металлов за счет предотвращения насыщения титана
кислородом и азотом.
Особенности сварки толстолистовых крупногабаритных
заготовок. Одна из технологических схем изготовления крупнога-
баритных биметаллических листов состоит в получении с помо-
щью сварки взрывом толстолистовых биметаллических заготовок
и последующей прокатке на лист требуемой толщины. В этом слу-
чае на толстый сляб углеродистой или низколегированной стали
толщиной до 300 мм метается лист плакирующего металла толщи-
ной более 10 мм.
При метании листов толщиной более 10 мм по периметру за-
готовок образуются дефекты в виде непроваров. Наличие непрова-
ров обусловлено нестационарностью процесса соударения вслед-
ствие бокового разлета продуктов детонации ВВ метающего заря-
да. Наиболее доступным способом устранения этих дефектов
является использование схем с нависанием метаемого листа и за-
ряда ВВ. Уменьшение начального участка непровара достигается
также путем предварительного отгибания участка плакирующего
листа длиной 150... 180 мм на угол 6°...8° в сторону основного ме-
талла. Известны и другие способы уменьшения начального непро-
вара [10, 14]. Более сложной оказалась задача уменьшения разме-
246

доз непроваров у стороны сляба, противоположной области воз-
буждения детонации, — так называемых конечных непроваров.
гфоме того, при использовании больших зарядов аммонитов
^следствие интерференции волн сжатия и разрежения у слябов
часто происходят угловые отколы. Наиболее эффективным прие-
мом уменьшения размеров конечных непроваров и угловых отко-
лов является уменьшение интенсивности волны сжатия, распро-
страняющейся в слябе впереди точки контакта, путем уменьшения
скорости детонации до 2,0...2,5 км/с и минимизации коэффициен-
та нагрузки (г„ тт = 0,6).
Большое количество примеров реализации различных спо-
собов сварки и экспериментально определенные оптимальные ре-
жимы сварки для различного сочетания свариваемых материалов
приведены в монографиях, посвященных сварке взрывом [4, 7, 9,
10,11,14,17].
4.5. Сварка взрывом в сверхзвуковом режиме
и ударноволновая сварка
Образование сварного соединения при сверхзвуковой скоро-
сти движения точки контакта (1>к > с0) происходит при соударении
пластин под углом, превышающим критический угол соударения
(У > УкР). При этих условиях реализуется нерегулярный режим со-
ударения — ударные волны отсоединяются от точки контакта пла-
стин и уходят вверх по потоку (см. разд. 1.3). При пересечении
отошедшего фронта ударной волны поток из сверхзвукового
трансформируется в дозвуковой. Поэтому непосредственно в об-
ласти контакта пластин реализуется дозвуковой режим соударения
с образованием дисперсной кумулятивной струи. Для некоторых
пар металлов значения критического угла соударения укр в зависи-
мости от скорости движения точки контакта 1)к приведены в
т*бл.4.3[12].
Авторами работы [6] была реализована беззазорная схема
сварки алюминиевых пластин при их ударноволновом нагруже-
нии. Для этого на две неподвижные пластины, находящиеся в
Плотном контакте, метается третья пластина таким образом, что
Реализуется сверхзвуковой режим ее соударения с неподвижными
истинами, при котором образуются присоединенные к точке
247

контакта косые ударные волны. Неподвижные свариваемые пла~
стины во фронте косой ударной волны разворачиваются на неко-
торый угол (-5°). Этот разворот сопровождается их относитель-
ным скольжением, в результате чего область контакта интенсивно
разогревается, а на границе раздела развивается сдвиговая неус-
тойчивость Кельвина — Гельмгольца и граница раздела приобре-
тает волнообразную форму. Наличие третьей метаемой пластины
позволяет увеличить время существования в области контакта
сжимающих напряжений. Можно подобрать такие условия соуда-
рения, при которых расплавленный металл в области контакта ус-
пеет застыть до прихода волны разрежения и будет реализована
ударноволновая сварка взрывом.
Таблица 4.3
Значения критического угла соударения для некоторых пар металлов
в зависимости от скорости движения точки контакта
Пара металлов
Титан — медь
Алюминий — сталь
Сталь — медь
Сталь — титан
Медь — титан
Значения укр при скорости 1)к, км/с
4,0
0,038
5,0
0,065
0,01
0,115
0,07
0,062
6,0
0,155
0,07
0,192
0,16
0,155
7,0
0,23
0,13
0,271
0,253
0,25
8,0
0,31
0,19
0,348
0,345
0,34
Авторами работы [15] исследованы особенности взрывного
плакирования пластин и оболочек из стали СтЗ фольгами из меди
и алюминия толщиной соответственно 20 и 50 мкм при сверхзву-
ковом режиме соударения. Применялась беззазорная схема сварки:
после обезжиривания соединяемых поверхностей фольга помеща-
лась вплотную к пластине или цилиндрической оболочке. Вплот-
ную к фольге располагался тонкий (0,36...0,37 мм) слой эластич-
ного ВВ плотностью 1,51 г/см3, скорость детонации ВВ составляла
7,8 км/с. Для успешного и качественного плакирования слой ВВ
прикрывался стальным экраном толщиной 3 мм. Надежное плаки-
рование наблюдалось, когда толщины фольг были соизмеримы с вы-
сотой микронеровностей плакируемой поверхности. При уменьше-
нии высоты микронеровностей плакируемой поверхности качество
соединения ухудшалось. Анализ области контакта свидетельствовал
248

Рис. 4.9. Схема радиальной удар-
новолновой сварки:
1 — свариваемые пластины; 2 —
заряд ВВ; 3 — фронт ударной волны
0 том, что при плакировании про-
лсходило сглаживание начального
микрорельефа поверхности пла-
стины без волнообразования.
Авторы работы [5] иссле-
довали формирование сварного
соединения при ударноволновой
сварке согласно схеме, приве-
денной на рис. 4.9. Сущность
способа заключается в том, что в
свариваемых пластинах предва-
рительно просверливают сквоз-
ное отверстие (цилиндрический
канал), ось которого перпенди-
кулярна свариваемым поверхно-
стям, а сами пластины устанавливают с необходимым сварочным
зазором. В канал помещают цилиндрический заряд ВВ. При дето-
нации ВВ в металле образуется достаточно сильная расходящаяся
ударная волна. За фронтом ударной волны цилиндрический канал
подвергается интенсивному расширению, а свободные (сваривае-
мые) поверхности ускоряются навстречу друг другу и соударяются
под некоторым углом со скоростью, которая в области вблизи ка-
нала оказывается достаточной для образования сварного соедине-
ния вокруг канала. В конкретных условиях сварки алюминиевых
пластин диаметр канала увеличивается примерно в 3 раза, прочное
соединение образуется в кольце, ширина которого в 2 раза превы-
шает начальный диаметр канала. Вследствие того, что соударение
осуществляется с переменной скоростью, область контакта имеет
ряд характерных особенностей. Фактически сварное соединение
образуется в результате схлопывания плоской полости за фронтом
Ударной волны.
К ударноволновой сварке следует отнести также точечную
и линейную сварку взрывом (рис. 4.10) [14], при которых усло-
вия, необходимые для получения прочного сварного соедине-
ния, возникают при прохождении неодномерных ударных волн
через границу раздела свариваемых пластин. Ударные волны в
свариваемых пластинах образуются при контактном взрыве
специальных электродетонаторов (точечная сварка) или тонких
и гибких детонирующих шнуров (линейная сварка). При появ-
249

лении вмятины на поверхности
контакта в результате увеличения
ее площади вскрываются свежие
поверхностные слои, которые лег-
# б ко соединяются под давлением
Рис. 4.10. Схемы точечной (а) Образованию прочного сварного
и линейной (б) сварки взрывом соединения способствуют также
деформации, сопровождающиеся
сдвигом поверхностных слоев свариваемых пластин (или, как
их еще называют, сдвиговые деформации).
4.6. Элементы инженерной методики
проектирования взрывных устройств,
используемых для сварки взрывом
В техническом задании на проектирование взрывного уст-
ройства обычно задаются конструкция изделия, материалы свари-
ваемых деталей и их характеристики. Ниже рассмотрены основные
этапы проектирования взрывного устройства .
Характеристики материалов свариваемых пластин. В
качестве исходных данных выступают характеристики материалов
свариваемых пластин:
— геометрические: 8ь 82 —толщины пластин;
— физико-механические: НУЬ НУ2 — твердости материалов
пластин; ать оТ2> авь аВ2 — пределы текучести и прочности; Ей
Ег — модули упругости; рь р2 — плотности; соь 0)2 — скорости
звука;
-- теплофизические: Хт\, Хт2 — коэффициенты теплопро-
водности; аТ\, аТг — коэффициенты температуропроводности;
^плавь ^плав2 — температуры плавления; С\,С2 — теплоемкости.
Необходимые значения физико-механических и теплофизиче-
ских характеристик некоторых материалов приведены в табл. 4.4 [Ю,
20,21].
Текст, приведенный ниже, можно использовать в качестве методи-
ческого пособия при выполнении домашних заданий, курсового и ди-
пломного проектирования.
250

Таблица 4.4
Значения физико-механических и теплофизических
характеристик некоторых материалов
и уравнения ударной адиабаты для этих материалов
Материал
Сталь:
08кп
12Х18Н10Т
45
Медь
Алюминий
Сплав АМг5
Титан:
ВТ1
ВТ6
Р,
кг/м3
7830
7800
7800
8920
2700
2650
4520
^430^
стт,
МПа
200
230
360
60...80
50...80
140
380
-850
<*в,
МПа
330
550
610
220
80...110
260
-1450
-3000
НВ,
МПа
1310
-1500
2150
-400
-165
650
-1450
-3000
Т
1 плаВ9
°с
1147
1147
1147
1083
660
660
1665
1665
Вт/(мК)
33...88
15...27
30...79
-380
-230
130
16
8,4...20,0
Окончание табл. 4.4
Материал
Сталь:
08кп
12Х18Н10Т
45
Медь
Алюминий
Сплав АМг5
Титан:
ВТ1
|___ВТ6
с,
кДж/(кг-К)
-0,5
-0,5
-0,5
0,38
-0,9
-1,15
-0,53
-0,5
Я,ГПа
207
210
211
132
72
70
112,5
113
С,ГПа
80
80
80
-42,5
-25,7
27,5
42
45
со, м/с
5850
5850
5850
4700
6260
6260
6390
6390
Уравнение удар-
ной адиабаты в
форме
Дув = а + Ьи
Дув = 3800+1,58м
Дув = 4569+1,49м
Дув = 3800+1,58»
Дув = 4000+ 1,5м
Дув = 5250+1,39и
Дув = 5250+1,39м
Дув = 5220 +0,77м
Дув = 5220 +0,77м
Построение верхней и нижней границ области сварки
взрывом. Верхняя и нижняя границы области сварки взрывом
строятся в координатах (1>к, у). Нижняя граница строится с помо-
щью соотношения (4.16) для двух расчетных значений твердости:
НУ = (НУ, + НУ2)/2; НУ = пип (НУЬ НУ2).
251

В учебных проектах при построении нижней границы расчетную
твердость, как правило, определяют по первому соотношению
Верхняя граница строится с помощью соотношения (4.18).
Выбор кинематических параметров 1)к и у. В учебных
проектах скорость движения точки контакта при сварке разнород.
ных материалов выбирают, исходя из следующей рекомендации:
1)к »(0,2...0,3)(с01 +с02). При параллельном расположении пластин
скорость движения точки контакта равна скорости детонации (1>к = О)
В табл. 4.5 приведены значения скорости детонации смесей аммо-
нита № 6ЖВ с гранулированной аммиачной селитрой в зависимо-
сти от толщины заряда ВВ [14]. Эти смеси наиболее часто приме-
няются при сварке взрывом.
Таблица 4.5
Зависимость скорости детонации смесей аммонита № 6ЖВ
с гранулированной аммиачной селитрой от толщины заряда ВВ
Содержание
аммонита
№6ЖВ
в смеси, %
25
33,3
50
100
Значения скорости детонации Д м/с,
при толщине заряда ВВ Н, мм
30
2180
2560
3670
40
1920
2660
50
1960
2320
2860
4110
60
2000
2570
3000
4270
80
2049
2570
3200
100
2150
2670
3500
Скорость движения точки контакта часто назначают, исходя
из имеющихся ВВ. Выбранному значению <1)к соответствует диапа-
зон значений угла соударения ун.г < у < Ув.г, где ун.г, Ув.г — углы со-
ударения, соответствующие нижней и верхней границам области
сварки. Рабочую точку следует выбирать вблизи нижней границы.
Определение скорости метания пластины. При парал-
лельном расположении пластин выбранным углу соударения у и
скорости движения точки контакта с1)к соответствует скорость ме-
тания пластины
V = 2?;к8иД •
к 2
252

Определение необходимого значения коэффициента на-
грузки. Коэффициент нагрузки гн рассчитывают с помощью соот-
ношения
27
32
'и»
V
1,2Р
1-
Ц
19Ю
-1
Выбор начальной ширины сварочного зазора. Начальная
ширина сварочного зазора А0 определяется в основном толщиной
метаемой пластины и обычно принимается равной
Ао = (1Д.Л,5)51.
Определение толщины метающего заряда ВВ. По опреде-
ленному коэффициенту нагрузки и известным характеристикам
материала метаемой пластины рассчитывается толщина метающе-
го заряда ВВ (с учетом энергетических потерь при детонации
Цпот= 1/4):
Рвв 4
Полученное значение толщины заряда должно удовлетворять ус-
ловию к > /гкр.
Определение массы метающего заряда ВВ. При сварке без
нависания массу заряда ВВ рассчитывают по формуле
^вв ~ Рвв^вв^вв"'
где аВв и ЬВв — соответственно длина и ширина заряда ВВ.
На этом же этапе проектирования разрабатывается система
инициирования заряда ВВ. Для обеспечения прямолинейности
Фронта детонационной волны применяют детонационные волно-
вьш генераторы (см. подразд. 1.2.3).
Разработка оснований и опор, на которых располагается
взрывное устройство. Опоры должны выдерживать многократное
взрывание. Если опорные поверхности упрочняемых деталей кри-
волинейные, то в качестве материалов для опор целесообразно ис-
пользовать металлическую дробь. Если сварка взрывом произво-
253

дится во взрывных камерах, то опора должна амортизировать
взрывную нагрузку на днище взрывной камеры.
Компоновка и составление чертежа общего вида взрыв-
ного устройства — завершающий этап проектирования.
Дополнительно к перечисленным этапам могут быть выпол-
нены: расчеты безопасных расстояний (взрывание на открытых
площадках), поверочные расчеты взрывных камер на прочность и др.
Список литературы
1. Асланов СК К теории процесса волнообразования при сварке взры-
вом//ФГВ. 1999. № 4.
2. Бердыченко А.А., Злобин Б.С., Первухин Л.Б., Штерцер А.А. О воз-
можном возгорании выбрасываемых в зазор частиц при сварке тита-
на взрывом // ФГВ. 2003. № 2.
3. Высокоскоростное взаимодействие тел / В.М. Фомин, А.И. Гулидов,
Г.А. Сапожников и др. Новосибирск: Изд-во СО РАН, 1999.
4. Дерибас А.А. Физика упрочнения и сварки взрывом. Новосибирск:
Наука. Сиб. отд-ние, 1980.
5. Добрушин Л Д., Фадеенко Ю.И., Петушков ВТ. Особый режим фор-
мирования соединения при сварке металлов ударной волной // Авто-
матическая сварка. 2002. № 2.
6. Дреннов О.Б., Михайлов А.Л. Соединение алюминиевых образцов по
беззазорной схеме при сверхзвуковом режиме ударноволнового на-
гружения // Физика и химия обработки материалов. 1995. № 3.
7. Захаренко ИД. Сварка металлов взрывом. Минск: Наука и техника,
1990.
8. Злобин Б.С. Сварка взрывом стали с алюминием // ФГВ. 2002. № 3.
9. Кобелев А.Г., Потапов И.Н., Кузнецов Е.В. Технология слоистых ма-
териалов. М.: Металлургия, 1991.
10. Конон Ю.А., Первухин Л.Б., Чудновский АД. Сварка взрывом / Под
ред. В.М. Кудинова. М.: Машиностроение, 1987.
11. Кудинов В.М., Коротеев В.А. Сварка взрывом в металлургии. М.: Ме-
таллургия, 1978.
12. Кузьмин Г.Е., Пай В.В., Яковлев И.В. Экспериментально-аналити-
ческие методы в задачах динамического нагружения материалов. Но-
восибирск: Изд-во СО РАН, 2002.
13. Кузьмин СВ., Лысак В.И., Чугунов Е.А., Леев АЛ. Формирование
соединения при сварке взрывом // Автоматическая сварка. 2000.
№11.
14. Обработка металлов взрывом / А.В. Крупин, В.Я. Соловьев, Г.С. По-
пов, М.Р. Кръстев. М.: Металлургия, 1991.
254

р*
15. Огородников В.А., Садовой В.А. Особенности процесса взрывного
плакирования фольгами // ФГВ. 1999. № 4.
16. Петушков ВТ. О физической трактовке процесса сварки взрывом
вблизи ее нижней границы // ФГВ. 2000. № 6.
17. Плакирование стали взрывом / А.С. Гельман, А.Д. Чудновский,
Б.Д. Цемахович, И.Л. Харина. М.: Машиностроение, 1978.
18. Седых В. С, Казак КН. Сварка взрывом и свойства сварных соедине-
ний. М.: Машиностроение, 1971.
19. Степанов ВТ., Шавров И.А. Высокоэнергетические импульсные ме-
тоды обработки металлов. Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние,
1975.
20. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 2.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
21. Физические величины: Справочник / Под ред. И.С.Григорьева,
Е.З. Мейлихова. М.: Энергоатомиздат, 1991.
22. Хаммершмидт М, Крейе X. Микроструктура и механизм образова-
ния соединения при сварке взрывом // Ударные волны и явления вы-
сокоскоростной деформации металлов / Ред. М.А. Мейерс, Л.Е. Мурр:
Пер. с англ. М.: Металлургия, 1984.

Глава 5
Штамповка взрывом
5.1. Основные понятия штамповки взрывом
Штамповка листового металла с использованием энергии
взрыва зарядов бризантных ВВ занимает ведущее место среди
других взрывных технологий. Этим методом можно изготовлять
детали самых разнообразных размеров и форм из плоских, цилин-
дрических и конических заготовок. В работах [2, 4, 10, 11, 12, 15]
описаны основные методы штамповки взрывом и обобщен опыт ее
внедрения в промышленное производство, в работе [17] рассмот-
рены физические основы штамповки взрывом и методы расчета
основных параметров процесса, в работах [8, 14] представлен об-
зор современного состояния технологии штамповки взрывом. На-
стоящая глава содержит начальные сведения о штамповке взрывом.
Основными преимуществами штамповки взрывом являются
практически неограниченные энергетические ресурсы при полном
отсутствии дорогостоящего и сложного прессового оборудования
(это позволяет снять ограничения на размеры штампуемых изде-
лий и штамповать детали из высокопрочных и труднодеформи-
руемых металлов и сплавов), а также возможность быстрой орга-
низации технологического процесса за счет простой штамповой
оснастки (для формообразования необходима только матрица, а
роль пуансона выполняет передающая среда).
Для любого вида штамповки взрывом характерно наличие
следующих составных элементов: энергоносителя — заряда ВВ;
передающей среды, расположенной между зарядом ВВ и заготов-
кой; деформируемой заготовки; матрицы или вытяжного кольца.
Наибольшее распространение получила штамповка взрывом с ис-
пользованием воды в качестве среды, передающей энергию взрыва
256

0х заряда ВВ к заготовке. В зависимости от размеров изготовляе-
мой детали используют различные технологические схемы штам-
повки взрывом (рис. 5.1). Штамповку крупногабаритных деталей
тяпа днищ производят в стационарных бассейнах (рис. 5.1, а), в
которых возможно многократное взрывание зарядов ВВ. Для изго-
товления деталей небольших размеров в условиях мелкосерийного
производства целесообразно использовать прочные бассейны, вы-
держивающие многократное взрывание (рис. 5.1, б). При опытном
производстве небольшого количества деталей средних размеров,
как правило, используют бассейны разового применения с легко-
разрушаемыми стенками (рис. 5.1, в). В настоящее время получили
распространение безбассейновые методы штамповки взрывом, ко-
гда воду размещают над заготовкой в полиэтиленовых мешках,
^ис. 5.1. Технологические схемы штамповки взрывом:
а — штамповка в стационарном бассейне; б — штамповка с использованием
пРочного бассейна, выдерживающего многократное взрывание; в — штамповка с
Использованием бассейна разового применения с легкоразрушаемыми стенками
9 ^1483 257

тщательно фиксируя положение заряда ВВ [11]. Эти методы осо-
бенно эффективны при штамповке крупногабаритных деталей.
При формообразовании деталей из цилиндрических или ко-
нических заготовок путем их профилируемого расширения (соот-
ветствующую штамповочную операцию называют раздачей или
растяжкой) воду вместе с зарядом ВВ размещают внутри заготовки.
С помощью штамповки взрывом возможно выполнение ос-
новных операций листовой штамповки: вытяжки, формовки, от-
бортовки, пробивки и др. [13]. Основные типы деталей, изготов-
ляемых штамповкой взрывом с использованием этих операций,
приведены на рис. 5.2 [8].
Обобщенная схема штамповки взрывом представлена на
рис. 5.3. Штампуемую листовую заготовку укладывают на матрицу и
прижимают к ее фланцу с помощью прижимного кольца. Силовые
элементы прижима и уплотнение обеспечивают герметизацию ра-
бочей полости матрицы. На определенном расстоянии над заготов-
кой размещают заряд ВВ. Матрицу с заготовкой и с установленным
зарядом ВВ опускают в бассейн с водой и производят подрыв заря-
да. Часть энергии, высвобождаемой при взрыве заряда ВВ, переда-
ется через воду заготовке, которая под действием высокого давле-
ния деформируется и принимает форму матрицы. Купольная часть
детали образуется как за счет утонения заготовки, так и вследствие
перемещения металла (вытяжки) из фланцевой части заготовки, на-
ходящейся под прижимным кольцом. Основная особенность де-
формирования заготовки при штамповке взрывом — ее движение со
скоростью 100...300 м/с. В этих условиях воздух в рабочей полости
матрицы оказывает сильное сопротивление деформированию заго-
товки и к тому же разогревается при сжатии, приобретая достаточно
высокую температуру, что создает опасность прожигания заготовки.
Именно поэтому рабочую полость матрицы обычно вакуумируют.
Большое влияние на эффективность взрыва оказывают граничные
условия (тип бассейна), в которых находится передающая среда.
Наиболее оптимальной является листовая штамповка с использова-
нием компактных зарядов ВВ, подвешенных на небольшой высоте
над центром заготовки — около (0,5...1,0)готв (готв — радиус про-
ходного отверстия матрицы). При увеличении высоты подвеса заря-
да ВВ требуется увеличение его массы и количества передающей
среды, что отрицательно сказывается на стойкости оснастки и про-
изводительности метода.
258

Форма
исходной заготовки
Вид
операции
Основные типы деталей
1 Плоская
1 1 Круглая
1.2. Прямоугольная
Вытяжка
12 13
14
1 5
Формовка
113 ШШ^ЙШ
Вытяжка +
+ формовка
(пробивка)
8 19 , 1 10
Вытяжка +
+ формовка
(бортовка) +
+ пробивка
1 11
1 12
1^^^ -схт
2 Поверхность
двойной кривизны
Пространст-
венная
гибка-бортовка
3. Цилиндрическая
3 I
Раздача
Ж 32Ж
3 3/
341
*у а
Формовка
или
пробивка
35
36,
37
3 8
Раздача +
+ обжим
ш
39
1=4=^
И
3 10
Пробивка +
+ бортовка
(раздача +
+ пробивка)
3 11
!
3 12
4. Коническая
1 Раздача
2 Формовка
3 Калибровка
"Щ"^>"'
Рис. 5.2. Основные типы деталей, изготовляемых штамповкой взрывом
Основными физическими процессами, имеющими место при
Штамповке взрывом, являются следующие: взрыв заряда ВВ и рас-
пРостранение ударной волны в передающей среде; взаимодействие
Ударной волны с заготовкой; деформирование заготовки. Взрыв
3аРяда ВВ в воде подробно рассмотрен в работах [6, 16]. Здесь
приведены только общие сведения, необходимые для понимания
9* 259

Рис. 5.3. Обобщенная схема штамповки взрывом:
1 — передающая среда; 2 — заряд ВВ; 3 — легкоразрушаемая стенка бассейна;
4 — прижимное кольцо; 5 — заготовка; 6 — уплотнение; 7 — матрица; 8 — тракт
вакуумирования рабочей полости матрицы; 9 — основание; Н — высота подвеса
заряда ВВ; Ябас — высота бассейна; Нсж — высота столба жидкости над зарядом
ВВ; Кгал — радиус галтели перетяжного ребра матрицы
механизмов передачи энергии взрыва от заряда ВВ к заготовке. На
рис. 5.4 представлены распределения давления и массовой скоро-
сти в некоторый момент времени при сферическом взрыве в жид-
кости. Пространство между фронтом ударной волны и границей
газового пузыря (области, занятой продуктами детонации) можно
подразделить на две области: область ударной волны длиной X и
область гидропотока. Полная энергия движущейся жидкости со-
стоит из внутренней (тепловой и потенциальной) и кинетической
энергий.
Поскольку при штамповке взрывом амплитуда ударных волн
в жидкости, как правило, изменяется в пределах 0,05...0,10 ГПа, то
в области ударной волны значение внутренней энергии движущей-
ся жидкости близко к значению ее кинетической энергии. Давле-
ние р и массовую скорость и можно считать связанными акустиче-
ским соотношением р = рис, где р — плотность жидкости, с —-
скорость звука в жидкости. Скачок давления на фронте ударной
волны рув в зависимости от ее радиуса гув определяют с помо-
щью эмпирического соотношения
260

Рис. 5.4. Распределения давления и массовой скорости при сферическом
взрыве в жидкости:
7 — фронт ударной волны; 2 — область ударной волны; 3 — область гидропото-
ка; 4 — распределение массовой скорости; 5 — поверхность газового пузыря;
б— газовый пузырь; 7 — сферический заряд; 8 — распределение давления
(„ V
^УВ = Л)
'вв
\гчъ)
(5.1)
где/?о — начальное давление; гВв — радиус заряда ВВ; а — пока-
затель степени. Для зарядов ТНТ при г/гвв > 12 /?0=1,47ГПа,
а = 1,13; для зарядов ТЭНа при г/гвв > 5,7 р0 = 2,19 ГПа, а = 1,2
[13]. Изменение давления за фронтом ударной волны в фиксиро-
ванной точке жидкости обычно аппроксимируют экспоненциаль-
ной зависимостью
( ж \
р = рувехр
= рувехр
(5.2)
где / — время, отсчитываемое от момента прихода фронта удар-
ной волны в данную точку; т§р — характерное время спада дав-
ления, вычисляемое с помощью эмпирического соотношения
\^В1(г/гвв)^(гвв/с). Для зарядов ТНТ Вх = 1,4, р = 0,24; для
зарядов ТЭНа Вх = 0,995, р = 0,3 [16]. Распределение давления за
Фронтом ударной волны в некоторый момент времени I может
быть получено из (5.2) в акустическом приближении, когда
Ы{гув'г)/с:
261

(
р = рувехр
'ув
Авторами работы [8] для плотности энергии, переносимой удар-
ной волной, получено следующее приближенное выражение:
Яув«0,27
4яг
ув
где Е0 — энергия взрыва.
В области гидропотока основная составляющая полной
энергии — кинетическая энергия жидкости. Распределение массо-
вой скорости может быть принято таким же, как и при сфериче-
ском взрыве в несжимаемой жидкости:
,л
(5.3)
/ а "пд(Огпд
и(г,1) = —*—2—*,
где ипд и гцд — соответственно скорость расширения и радиус га-
зового пузыря — области, занятой продуктами детонации. Для вы-
числения значений иПд, ^пд используют следующие зависимости:
ч1,5
Ипд(0 = И:
пдо
(
гвв
V^пд;
'пд(0 = >1
вв
1 + к
с1
\0,4
'вв у
где ипдо> к — постоянные, зависящие от типа ВВ. Для зарядов
ТНТ иПдо = 1260 м/с, к = 3,15. Известно, что при взрыве заряда ВВ
в жидкости расширение газового пузыря имеет циклический ха-
рактер — при определенных условиях возможны его пульсация и
повторное излучение ударных волн [6, 16]. Однако при штамповке
взрывом воздействие на заготовку, как правило, ограничивается
первой фазой расширения газового пузыря.
Энергия в области гидропотока достаточно велика и сравни-
ма с энергией, переносимой ударной волной [17]:
С ~ Л
Я, =0,36
1 —
'пд
'УВ
*Л
"0'
262

где кх ~ 1 • Поэтому при близком расположении заряда ВВ и заго-
товки (г« 10гВв) деформирование последней осуществляется под
действием как ударной волны, так и гидропотока, т. е. определяет-
ся практически всей энергией взрыва заряда ВВ за исключением
тепловых потерь и энергии, остающейся в продуктах детонации.
При расчете действия взрыва на больших расстояниях от заряда
ВВ нужно ориентироваться на энергию только ударной волны, по-
скольку кинетическая энергия гидропотока незначительна.
5.2. Действие подводного взрыва на заготовку
При штамповке взрывом основными носителями энергии,
действующими на заготовку, являются ударная волна и гидропо-
ток (продукты детонации прямого воздействия, как правило, не
оказывают).
Процесс воздействия взрыва на заготовку иллюстрируется
пространственно-временной х—^-диаграммой распространения удар-
ных волн и движения границ раздела вдоль оси симметрии (рис. 5.5).
При взрыве заряда ВВ 7 в жидкости начинает распространяться
ударная волна, траектория фронта которой изображена кривой 2.
Одновременно начинает расширяться газовый пузырь, граница
которого обозначена кривой 14. После достижения ударной вол-
ной заготовки 4 начинается движение заготовки, при этом форми-
руется отраженная ударная волна 3. В результате разгона заготов-
ки давление отраженной ударной волны быстро падает и достигает
отрицательных значений. В окрестности заготовки образуется об-
ласть кавитации 5, в которой жидкость продолжает двигаться
вслед за заготовкой. В момент начала кавитации /кав прямое воз-
действие ударной волны на заготовку прекращается. Так как дав-
ление внутри области кавитации 5 близко к нулю, то движение
заготовки с момента времени /кав продолжается по инерции. Отра-
женная от заготовки ударная волна 3 несет обычно незначитель-
ную долю энергии падающей волны. При выходе этой волны на
границу газового пузыря 14 возможно возникновение дополни-
тельной области кавитации 5а, временно исключающей действие
продуктов детонации в направлении заготовки.
Торможение заготовки силами прочностного сопротивления
сформированию ведет к оседанию на ней жидкости из области
263

Рис. 5.5. Процесс движения пластины и жидкости при штамповке взрывом:
1 — заряд ВВ; 2 — траектория фронта ударной волны; 3 — отраженная ударная
волна; 4 — заготовка; 5 — область кавитации; 5а — дополнительная область ка-
витации; 6, 13 — движущиеся границы области кавитации; 7,12 — волны сжатия,
возникающие при схлопывании области кавитации; 8, 11 — области повторной
кавитации; 9, 10 — границы областей повторной кавитации; 14 — граница газо-
вого пузыря
кавитации 5, при этом давление на заготовке начинает возрастать,
а внутрь области кавитации начинает распространяться скачок уп-
лотнения жидкости с фронтом. Движущаяся от газового пузыря
жидкость (область гидропотока) оттесняет верхнюю границу 13
области кавитации, сдвигая ее вслед за заготовкой. В точке С про-
исходит схлопывание области кавитации, сопровождающееся рез-
ким повышением давления. От места соударения жидкости, дви-
жущейся от газового пузыря, с жидкостью, осевшей на заготовке,
начинают распространяться волны сжатия 7 и 12. Волна сжатия 7
догоняет заготовку и дополнительно ее нагружает. При этом вновь
возникают отраженные волны сжатия и разрежения, а в окрестно-
сти заготовки возможно появление области повторной кавитации
5, т. е. весь процесс качественно повторяется. Распространяющая-
ся в направлении газового пузыря волна сжатия 12 вызывает появ-
ление на его границе области повторной кавитации 77, которая
также схлопывается вследствие торможения заготовки (снизу) и за
264

счет остаточного давления продуктов детонации в газовом пузыре
(сверху). Таким образом, воздействие взрыва на заготовку носит
сложный характер, причем заготовка по меньшей мере дважды
подвергается интенсивному разгону (моменты времени А и В). Ха-
рактер кавитационных явлений не только обусловлен инерцион-
ными свойствами заготовки, но и зависит от ее прочности, спосо-
бов закрепления, начальной формы, а также от положения заряда
ВВ и граничных условий, определяемых конкретными схемами
штамповки взрывом. У заготовок, обладающих большой жестко-
стью, кавитация может и не наступить. И наоборот, при малой же-
сткости заготовки процессы возникновения и исчезновения облас-
тей кавитации 5,8,11 могут повторяться неоднократно.
Поскольку нагружение заготовки осуществляется в течение
всего времени ее деформирования, то использование для расчета
всего процесса штамповки взрывом модели импульсного нагруже-
ния только первой ударной волной может привести к существен-
ному завышению значения необходимой массы заряда ВВ.
Начальная ударноволновая стадия деформирования плоской
заготовки без учета сил прочностного сопротивления проанализи-
рована в подразд. 1.4.4. Однако если заготовка имеет начальную
кривизну, то уже ее малые перемещения приводят к появлению
заметного прочностного сопротивления деформированию. Не-
трудно показать, что уравнение пластического деформирования
тонкой заготовки с двойной кривизной под действием слабой
ударной волны с профилем р(() имеет вид
0 с1и _ , ч ат8 ат8 ,_ ,ч
р,г5- = 2р(,)-р,с-^--^, (5.4)
где рзаг — плотность материала заготовки; 5 — толщина заготов-
ки; ат — предел текучести материала заготовки; К\9 К2 — главные
радиусы кривизны деформируемой заготовки; р — плотность ма-
териала передающей среды. При анализе ударноволновой стадии
Разгона заготовки вследствие малости перемещений естественно
пренебречь изменением радиусов кривизны заготовки и считать их
Равными начальным радиусам кривизны К\ = /?ю, /?2 = ^20- Тогда
Уравнение движения искривленной заготовки будет отличаться от
Уравнения движения плоской заготовки наличием постоянной си-
ЛЬ1 прочностного сопротивления/?СОПр, равной
265

_ ат8 ат8
Рсопр ~ "Т "^ •
В этом случае интегрирование уравнения (5.4) не представляет
трудностей. Учет силы прочностного сопротивления не вносит
принципиальных изменений в пространственно-временную диа-
грамму процесса движения заготовки. Ввиду наличия силы проч-
ностного сопротивления рСОпр ускорение заготовки уменьшается, а
промежуток времени до начала кавитации увеличивается.
Количественный анализ процесса деформирования заготов-
ки на последующих стадиях ее нагружения кавитирующей жид-
костью и гидропотоком значительно сложнее. Основой определе-
ния параметров деформирования заготовки должно стать совмест-
ное рассмотрение движения заготовки, жидкости (сплошной и
раздробленной) и продуктов детонации. Учет конкретных гранич-
ных условий, усилий прижима приводит к необходимости числен-
ного решения сложных неодномерных нестационарных сопряжен-
ных задач гидродинамики и пластического деформирования заго-
товок [1,3].
Приближенная энергетическая оценка воздействия кавити-
рующей жидкости и гидропотока на заготовку на основе усредне-
ния поля скоростей и плотности кавитирующей жидкости получе-
на авторами работы [17]. Воздействие кавитирующей жидкости
уподобляется нагружению заготовки ударом эквивалентного слоя
жидкости, имеющей среднюю плотность, близкую к начальной, и
движущейся с некоторой средней скоростью. Дальнейшая переда-
ча энергии от гидропотока к заготовке анализируется аналогичным
образом. Предполагается, что воздействие гидропотока эквива-
лентно удару со скоростью угп слоя жидкости некоторой толщины
по заготовке, на которой располагается слой жидкости, осевший на
нее на предыдущей стадии. Если прочностное сопротивление рСОпр
деформированию заготовки больше давления торможения гидро-
потока ргп «рг>гпс, то деформирования заготовки на этой стадии
не происходит и энергия заготовке не передается. Если же
Рсопр ^ Рт> то практически вся энергия гидропотока, движущего-
ся в направлении заготовки, передается заготовке. Аналогичные
замечания справедливы и по отношению к воздействию кавити-
рущей жидкости.
266

5.3. Расчет основных параметров штамповки взрывом
5.3.1. Расчет энергии,
передаваемой заготовке при штамповке взрывом
Процесс передачи энергии взрыва от заряда ВВ к заготовке
можно подразделить на три основных этапа: 1) излучение энергии
взрыва заряда ВВ в передающую среду; 2) распространение энер-
гии взрыва в среде; 3) передача энергии взрыва от среды к заго-
товке. На эти этапы существенное влияние оказывает тип бассей-
на: стационарный, или с легкоразрушаемыми стенками, или с же-
сткими стенками. Наиболее полно энергия взрыва заряда ВВ
может быть использована в бассейне с жесткими стенками. И на-
оборот, коэффициент полезного действия (КПД) взрыва может
оказаться очень малым в бассейне с легкоразрушаемыми стенками,
особенно в том случае, когда заряд ВВ размещен над заготовкой
на высоте, значительно превышающей расстояние от заряда ВВ до
боковых стенок.
Исследования, выполненные в МГТУ им. Н.Э. Баумана под
руководством М.А. Анучина и О.Д. Антоненкова, позволили пред-
ставить процесс передачи энергии взрыва заряда ВВ в виде схемы,
приведенной на рис. 5.6 [17]. В соответствии с этой схемой энер-
гия взрыва, полученная заготовкой на всех этапах ее взаимодейст-
вия с передающей средой, может быть определена с помощью
формулы
Я^ввбЛ!* (5-5)
гДе тВв — масса заряда ВВ; (2 — теплота взрыва; г\^ — суммар-
ный коэффициент передачи энергии взрыва от заряда ВВ к заго-
товке, который определяется следующим образом:
Л1=Лув+ЛгП;
Лув = Л УВ (^УвЛуВ—заг + Лк.ж^к.ж Лк.жЛк.ж—заг )> РА)
Лгп ~~ Лгп^гпЛгпЛгп—заг'
Где Лув — суммарный коэффициент передачи энергии взрыва
Ударной волной; г|^п — суммарный коэффициент передачи энер-
гии взрыва гидропотоком; г|УВ — доля энергии взрыва заряда ВВ в
267

Энергия продуктов детонации
к концу расширения газового
пузыря
Ударная
волна
Тепловые
потери
Потери энергии
при отражении
Энергия кавитирующеи
жидкости (область
ударной волны)
Потери энергии
при догонс
заготовки
Трение
Энергия
взрыва заряда В В
Потери энергии
при детонации
Продукты
детонации
Излучение
энергии
в сторону
Ударная волна,
отраженная
от стенок
Кинетическая
энергия
заготовки
Работа
деформации
Работа, затрачиваемая на
преодоление сил гидроста-
тического давления
Гидропоток
Ударная волна
при догружении
Потери
энер( ии при
отражении
Энергия кавитирующеи
жидкости (область
гидропотока)
Удар
заготовки о
матрицу
Потери энергии
при догоне
заготовки
Растяжение-
ежа! ие
Изгиб
Рис. 5.6. Схема передачи энергии взрыва от заряда ВВ к заготовке и ее
преобразования в процессе штамповки взрывом
ударной волне; Г|1П — доля энергии взрыва заряда ВВ в гидропо-
токе; йув — доля энергии ударной волны в направлении заготов-
ки; Г|уВ_ш1 — доля энергии, переданная заготовке в период удар-
новолнового разгона; Т|кж — доля энергии ударной волны в кави-
тирующеи жидкости; Т|к.ж—за1 — коэффициент передачи энергии
взрыва от кавитирующеи жидкости к заготовке; йкж — доля энер-
гии кавитирующеи жидкости в направлении заготовки; т^ж —-
коэффициент, учитывающий боковой выброс кавитирующеи
268

жидкости; 0,гп — доля энергии гидропотока в направлении заго-
товки; Лгп—заг — коэффициент передачи энергии взрыва от гидро-
потока к заготовке; Г|т — коэффициент, учитывающий боковой
выброс гидропотока.
Подробно процедура расчета этих коэффициентов для вы-
тяжки осесимметричных деталей из плоских заготовок описана в
работе [17]. В табл. 5.1 приведены значения коэффициентов пере-
дачи энергии взрыва от заряда ВВ к заготовке для нескольких типо-
вых условий: относительная высота подвеса заряда ВВ Н/готъ = 0,5;
относительная высота подвеса заряда ВВ #/гвв = 5; 10; отношение
массы воды в ударной волне к массе заготовки (3 = рс^/(рзаг8) = 1; 5.
В ней также указаны значения коэффициента передачи энергии взры-
ва заготовке от части заряда ВВ, ограниченной телесным углом, опи-
рающимся на смачиваемую поверхность заготовки, у. = Лх/^ув-
Таблица 5.1
Значения коэффициентов передачи энергии взрыва
от заряда ВВ к заготовке
Н/гт
"/'ВВ
Р
Лув
Л У В—заг
1 Лкж
Г «УВ
^'к ж
[ щ.
С
Р
С
Р
Ь_ Лгп
[игл
<
Лув
С
Р
С
Р
С
р
0,5
5
1
5
0,28
0,52
0,28
0,29
0,67
10
1
5
0,25
0,52
0,28
0,29
0,67
0,28
0,29
0,29
0,28
1
0,64
0,09
0,36
0,33
0,77
0,23
0,32
0,32
1
0,66
0,063
0,054
0,077
0,058
0,77 ]
0,056
0,051
0,068
0,056
269

Окончание табл. 5. у
п1
%
ч
С
Р
С
Р
С
р
0,036
0,021
0,099
0,075
0,353
0,264
0,030
0,020
0,107
0,078
0,382
0,279
0,074 |
0,057 ■
0,130
0,108
0,464
0,386
0,142
0,113
0,507
0,403
Примечания. 1. С — стационарный бассейн, Р — бассейн с
легко-разрушаемыми стенками. 2. Толщина прижимного кольца равна
нулю.
При расчете предполагалось, что заготовка имеет малое
прочностное сопротивление деформированию, и поэтому прини-
малось г|кж_заг = Лт—заг= 1. Значение г|е невелико: на малых вы-
сотах расположения заряда ВВ при #/готв < 0,5 оно достигает 14 %,
с увеличением значения Н оно заметно уменьшается. Влияние типа
бассейна проявляется особенно сильно при больших значениях Я.
При Н/г0ТВ= 1 значение г|Е для бассейна с легкоразрушаемыми
стенками может уменьшаться в 6 раз по сравнению со значением
г|2: для стационарного бассейна.
5.3.2. Расчет работы,
затрачиваемой на формообразование детали
Работа, затрачиваемая на формообразование детали, Аф
включает в себя следующие составляющие:
где Ар.с — работа напряжений растяжения-сжатия; АИЗГ — работа,
затрачиваемая на преодоление сопротивления изгибу; Атр — рабо-
та, затрачиваемая на преодоление трения заготовки при скольже-
нии по поверхности матрицы. Эксперименты и расчеты показыва-
ют, что при штамповке тонких заготовок сумма значений АИЗГ и
Атр составляет 15...20 % от значения Ар.с [17]. С достаточной для
инженерной практики точностью можно считать, что
^ф = (1,15...1,20)^. (5.8)
270

работа напряжений растяжения-сжатия состоит из работы АкуП9
затрачиваемой на образование купольной части детали, и работы АфЛ,
затрачиваемой на деформирование фланца, т. е. Ар_с = Акуп + АфЛ.
В общем случае работа, затрачиваемая на формообразование
детали, зависит не только от ее начального и конечного деформи-
рованных состояний, но и от траектории деформирования. А это
означает, что она может быть определена, если известна траекто-
рия деформирования, т. е. когда полностью решена задача о де-
формировании заготовки. Вычисление работы, затрачиваемой на
деформирование фланца, упрощается для монотонного процесса
деформирования, однозначно характеризуемого начальным и ко-
нечным состояниями. Поясним сказанное следующим примером.
Элементарная работа дА постоянной силы Р9 затрачиваемая на пе-
ремещение точки приложения силы лбе, совпадающее по направле-
нию с вектором силы, определяется соотношением дА = Рс1х.
Лишь только для монотонной функции х{1) работа, затрачиваемая
на конечное перемещение Ах = х{12)-х(^% может быть определе-
на с помощью соотношения А = Р(х(12)-х((1)). В общем случае
'2
работа будет определяться интегралом А = \Рх({)Ж. Для вычис-
'1
ления этого интеграла необходимо знать траекторию точки при-
ложения силы *(/).
В операциях вытяжки процесс деформирования, как правило,
не является монотонным. Так, при радиальном перемещении мате-
риала заготовки под прижимным кольцом материал испытывает сжа-
тие в тангенциальном направлении. После перехода материала заго-
товки через вытяжное ребро матрицы при образовании купольной
части он может испытывать растяжение в том же направлении. Кро-
ме того, меняется знак изгибающего момента. Обычно работу, затра-
чиваемую на формообразование деталей, определяют приближенны-
ми методами, в соответствии с которыми процесс деформирования
подразделяется на отдельные стадии, например: образование куполь-
ной части детали, деформирование фланца и т. п. На каждой стадии
Процесс деформирования заготовки предполагается монотонным.
Работа, затрачиваемая на формообразование детали, при ус-
ловии монотонности процесса деформирования определяется
Двойным интегрированием элементарной работы напряжений рас-
тяжения-сжатия:
271

V
ГГ8<-
А^=
\ч<1е( УК (5.9)
где а,, 8/ — интенсивности напряжений и деформаций; V— объем
деформированной части заготовки. При вычислении этого инте-
грала используют несколько упрощающих предположений. По-
скольку операции штамповки сопровождаются значительными
пластическими деформациями, то штампуемый материал предпо-
лагается несжимаемым: е]+е2+г3=0 (еь 82, 8з — главные де-
формации). В этом случае интенсивность деформаций определяет-
ся соотношением
*1=-Е^
ГГ\81 + 8182 +82-
При больших деформациях конечное деформированное состояние
материала обычно характеризуют логарифмическими деформа-
циями. Обобщая определение малых деформаций, можно выразить
степень деформирования материала с помощью понятия логариф-
мических деформаций. Действительно, при удлинении образца
длиной / на малую величину (И можно записать с1е = с11/1. Сумми-
рование элементарных деформаций приводит к логарифмическим,
/
или натуральным, деформациям [5] 8= — = 1п—. Логарифмиче-
3 1 /0
ские деформации, как следует из их определения, обладают свой-
ством аддитивности.
При осесимметричной вытяжке заготовки главные деформа-
ции обозначают следующими символами: 85 — деформация уто-
нения заготовки; ее — деформация в тангенциальном направле-
нии; гт — деформация в меридиональном направлении. Исходя из
рис. 5.7, для вычисления главных деформаций можно получить
следующие соотношения:
272

Рис. 5.7. К определению деформаций, возникающих в плоской заготовке
при осесимметричной вытяжке
, К + м? , г
ей =1п = 1п—;
е К К
5о
где К — начальная (лагранжева) координата частицы материала
заготовки; г— текущая (эйлерова) координата той же частицы;
и> = К -г — радиальное смещение; у — вертикальное смещение
(прогиб заготовки).
Следующим предположением, упрощающим процедуру вы-
числения интенсивности деформаций, является предположение о
постоянстве толщины заготовки. Это предположение приводит к
некоторому завышению рассчитанных значений работы, затрачи-
ваемой на формообразование детали. Однако объем той части де-
тали, формообразование которой осуществляется путем ее значи-
тельного утонения, как правило, невелик, поэтому погрешность
определения значения А$ не должна быть большой. При еб = 0 для
несжимаемого материала ее = -ет, откуда следует
2 I I 2 1 К
Связь между координатами К и г находится из условия по-
стоянства объема заготовки, которое при постоянстве толщины
273

заготовки сводится к равенству площадей срединных поверхно-
стей заготовки и детали. Для плоской заготовки и осесимметрич-
ной детали это равенство имеет вид
пК2=2п
1+ ^
\2
гс1г9
откуда
/ л/3 г л/3 г'
Если известно уравнение >>(>") рабочей поверхности матрицы, интег-
рал в последнем выражении может быть определен численно или
аналитически.
Для вычисления работы, затрачиваемой на формообразование
детали, при изменении значений е,- в широких пределах с достаточной
для инженерной практики точностью в уравнении (5.9) вместо пара-
метра а,- можно использовать параметр а0 =(ат +ав)/2, где ат —
предел текучести; ав — предел прочности (временное сопротивле-
ние) материала заготовки [17]. В итоге работа напряжений растяже-
ния-сжатия при формообразовании осесимметричной детали из пло-
ской заготовки может быть определена с помощью соотношения
2я
1п
Ыг. (5.10)
Аналогичным образом может быть определена работа, затра-
чиваемая на деформирование фланца, при радиальном сходящемся
перемещении материала заготовки под прижимным кольцом [17].
274

Работа напряжений растяжения-сжатия при деформировании
рлоской круглой заготовки может быть определена как
Л-с=^отвМр-с> С5'11)
где готв — радиус проходного отверстия матрицы или вытяжного
кольца; 80 — толщина листа заготовки; Ар< = Акуп + ^фл — приве-
денная работа напряжений растяжения-сжатия, определяемая
средним значением интенсивности деформаций в процессе вытяж-
ки заготовки в деталь.
Значения Ар^ вычислены для наиболее часто встречающей-
ся «естественной» формы купола (эллипсоида вращения) и приве-
дены в табл. 5.2 [17]. В качестве исходных характеристик, позво-
ляющих пользоваться таблицей, введены следующие параметры:
1) начальный коэффициент вытяжки К0 = <1заг/<30ТВ (^заг — диа-
метр заготовки, б/отв — диаметр проходного отверстия матрицы); ко-
нечный коэффициент вытяжки КфЛ = ^фл/^отв; диаметр готовой
детали по фланцу ^фл; 2) параметр ДфЛ, равный отношению ши-
рины фланца после вытяжки к его начальной ширине:
Афл=^Фл"готв)/(Лзаг-готв)- Именно эти параметры полностью
определяют начальное и конечное состояния материала заготовки.
Таблица 5.2
Значения приведенной работы напряжений растяжения-сжатия А
в зависимости от значений К0 и Афл
Ко
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
Афл
0
0,050
0,144
0,275
0,443
0,648
0,892
0,1
0,045
0,133
0,258
0,419
0,617
0,853
0,2
0,040
0,121
0,238
0,390
0,578
0,803
0,3
0,035
0,108
0,215
0,356
0,532
0,743
0,4
0,030
0,094
0,190
0,318
0,477
0,670
0,5
0,025
0,080
0,163
0,274
0,415
0,586
0,6
0,019
0,064
0,133
0,226
0,345
0,490
0,7
0,014
0,048
0,101
0,173
0,267
0,381
0,8
0,009
0,031
0,067
0,117
0,181
0,261
275

Для определения приведенной работы напряжений растяже-
ния-сжатия при штамповке на вытяжном кольце (на провал) может
быть использована также аппроксимация [17]
Лр*=с*УУтах> (5.12)
в которой коэффициент а и показатель у зависят от начального ко-
эффициента вытяжки К0, показателя п зависимости а/ = Вг" и от-
носительного МаКСИМаЛЬНОГО ПрОГИба Утах = >>тах/готв (.Ушах —
максимальный прогиб в центре купола). Значения коэффициента а
в зависимости от значений К0 и п для у <0,8 приведены в
табл. 5.3. Значение показателя у при 0 < п < 0,5 можно считать по-
стоянным и равным 2.
Таблица 5.3
Значения коэффициента а
в зависимости от значений Кц и п
Ко
1,2
1,4
1,6
и = 0
0,8
0,8
0,86
и = 0,25
0,4
0,45
0,6
и = 0,5
0,2
0,25
0,36
Работа, затрачиваемая на формообразование детали при вы-
тяжке заготовки, в основном определяется площадью срединной
поверхности детали. Поэтому работа, затрачиваемая на формооб-
разование детали сложной формы, будет равна работе, затрачи-
ваемой на формообразование детали «естественной» формы, если
детали изготовляются из одинаковых материалов и площади сре-
динных поверхностей этих деталей одинаковые. Оценить работу,
затрачиваемую на формообразование детали, можно с помощью
приближенной зависимости А^&а0есрУ, где еср — средняя де-
формация при штамповке; V — объем деформированной части за-
готовки. При деформировании плоской заготовки средняя дефор-
мация может быть определена с помощью соотношения
8ср Ж(л/^1 "лРотв )/л/^отв '
где #1 — площадь поверхности детали; З^тв — площадь поверхно-
сти заготовки над проходным отверстием матрицы.
276

Авторы работы [10] рекомендуют полную работу, затрачи-
ваемую на формообразование детали, вычислять по формуле
Лф = Луп + Лфл- (5-13)
Здесь
А --*-
КУП 1 ,
3 \ + п
-у2
\+п
^отвЗо
работа, затрачиваемая на формообразование купольной части за-
готовки;
А _кхк2В
РЛ 1 ,
\ + п
/Со_^,1п
^о-1 °у
яг2тв(К2-1)80 -
работа, затрачиваемая на деформирование фланца; В и п — по-
стоянные из уравнения деформирования материала заготовки
а, = Ве" (для стали СтЗ В = 579 МПа, п = 0,23, для сплава Д16АМ
В = 324 МПа, п = 0,15); к\ — коэффициент, учитывающий допол-
нительную работу, затрачиваемую на преодоление сопротивления
изгибу на перетяжном ребре матрицы (к\ = 1,10... 1,15); к2 — ко-
эффициент, учитывающий работу сил трения (к2 = 1,1... 1,3). По-
скольку при выводе соотношения для работы Акуп предполагалось,
что образование купола происходит только за счет утонения заго-
товки, и не учитывалась вытяжка металла из фланцевой части за-
готовки, то вычисление работы Аф по формуле (5.13) приводит к
завышению ее значения. Для более точного вычисления работы Аф
авторы работы [4] предлагают при определении работы Акуп вычи-
тать из значения максимального прогиба заготовки утах значение
прогиба уфЛ, образуемого за счет перемещения материала фланца,
которое рассчитывают по формуле ^фл = Кзаг - /?фл.
Определим работу, затрачиваемую на расширение (раздачу)
тонкой цилиндрической трубчатой заготовки радиусом К0, длиной / и
толщиной "8о [4]. При равномерном по длине заготовки расширении
*т = 0, ее =-е5 =-1п(5/80),8/ =Ыу/з\\ев\. Обозначим через г те-
кущее значение радиуса срединной поверхности деформируемой
^готовки. Из условия несжимаемости материала заготовки
277

/?060 = г8 следует связь между начальными и текущими значе-
ниями характеристик заготовки: г = 7?0(50/8). Работа, затрачивав
мая на формообразование детали, определяется интегралом (5.9).
После интегрирования можно получить следующее выражение:
^~7з °Ч'
где 5о — площадь поперечного сечения трубчатой заготовки.
При импульсном расширении трубы, когда она в начальный
момент времени приобретает скорость у0 и в последующие момен-
ты времени движется по инерции, текущее значение скорости рас-
ширения может быть определено исходя из закона сохранения
энергии:
где тзаг = рзаг501 — масса заготовки; рзаг — плотность материала
заготовки.
5.3.3. Расчет массы заряда ВВ
Одним из важнейших параметров штамповки взрывом явля-
ется масса заряда ВВ. Количество ВВ рассчитывается так, чтобы
оно было достаточным для получения годного изделия и исключа-
ло разрушение оснастки и оборудования. При штамповке загото-
вок, размеры которых близки к предельным, предельно допусти-
мая погрешность определения массы заряда должна быть мала, так
как небольшое превышение массы заряда может привести к раз-
рушению детали. Известны несколько методов определения необ-
ходимой массы заряда ВВ: 1) расчетно-теоретический; 2) расчет-
но-экспериментальный (по пробному эксперименту на основе ис-
пользования кривой вытяжки); 3) с помощью методов подобия и
моделирования. Подробно все три метода рассмотрены в работе
[17]. Ниже дано их краткое описание.
278

Расчетно-теоретическое определение массы заряда ВВ. В
Основу расчетно-теоретической методики положен закон сохране-
ния энергии. Предполагается, что вся энергия взрыва, полученная
заготовкой, расходуется на работу, затрачиваемую на формообра-
зование детали, Аф. Тогда масса заряда ВВ равна
А
вв ^
Необходимые для расчета Аф и г^ зависимости и данные приведе-
ны ранее. Обычно при расчете используют два-три приближения.
Определение массы заряда ВВ по пробному эксперимен-
ту на основе использования кривой вытяжки. Пусть произво-
дится штамповка одинаковых заготовок с использованием зарядов
ВВ различной массы при одних и тех же условиях. Обозначим
массу заряда ВВ, необходимую для осуществления в данных усло-
виях полной вытяжки (КфЛ = 1), через тВво- Для расчета массы
заряда ВВ тВв> необходимой для вытяжки заготовки до некоторо-
го значения АГфл, образуем функцию
У(*.
^ч_ Ар-с(К№ ко) твв
>л> ко) ~ ~А—7^ П7Т ~
4>с (*>=№) т\
вво
Ясно, что для любых двух экспериментов с зарядами массами
и*вв1 и тВв2 можно записать
^ = у(К^,к0у,
твво
тВВ2
т,
= У(*фл2>*оХ
вво
откуда следует
тВВ1 _ У(^фл1> ^о)
тВВ2
Последнее соотношение позволяет осуществить перерасчет пара-
метров пробного эксперимента по вытяжке модельной заготовки и
Тем самым определить параметры, необходимые для вытяжки ре-
279

альной* заготовки, если функция \|/(АГфл, К0) известна. Эта функ.
ция зависит от двух параметров — А^фл и К0. С использованием
параметра Афл = (^фл -1)/(К0 + 1) функция М/(АГфл, АГ0) может
быть представлена как функция 1|/(Дфл, ^о)> значения которой
приведены в табл. 5.4.
Таблица 5.4
Значения функции \|/(ДфЛ9 ^о) в зависимости от значений К0и А
\к0
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
Афл |
од
0,923
0,935
0,944
0,950
0,955
0,959
0,2
0,841
0,863
0,879
0,892
0,901
0,908
0,3
0,751
0,782
0,803
0,820
0,833
0,843
0,4
0,655
0,690
0,717
0,736
0,752
0,764
0,5
0,552
0,590
0,619
0,640
0,657
0,671
0,6
0,444
0,482
0,510
0,532
0,550
0,563
0,7
0,332
0,366
0,391
0,412
0,428
0,441
0,8
0,217
0,243
0,264
0,280
0,293
0,304
0^9
0,108|
0,118
0,129
0,139
0,147
0,154
Для реальных условий вытяжки (1,2 < К0 < 1,6; 0 < Дфл < 0,3)
функция 1|/(Дфл, ^о) от начального коэффициента вытяжки К0 за-
висит слабо. Именно это обстоятельство позволяет ввести обоб-
щенную зависимость \|/(Афл). Кривую, соответствующую этой за-
висимости, называют кривой вытяжки, а функцию \|/(Афл) —
функцией вытяжки. Кривая вытяжки, построенная при одном зна-
чении К0, может быть использована для определения массы заряда
ВВ при других значениях К0. Уравнение усредненной для различ-
ных материалов зависимости 1|/(ДфЛ) имеет вид [17]
у(дфл) = (0,5Дфл+1)(1-Дфл).
Исходными данными для определения массы заряда по рас-
сматриваемой методике является начальный коэффициент вытяж-
ки К0 = ^заг/^отв и конечный коэффициент вытяжки, обеспечи-
вающий получение нужной детали, К$л = <^фл/^отв. По значениям
этих коэффициентов вытяжки определяют значение параметра
* Реальные заготовки на практике часто называют натурными.
280

д.л. Далее проводят пробный эксперимент. Для этого над заготов-
кой подрывают пробный заряд ВВ, масса которого твв\ может
быть равна половине массы заряда, вычисленной теоретически,
^осле подрыва заряда ВВ обмеряют деталь, определяют получен-
ию вытяжку Кфл1 = ^фл1/Чтв и параметр Афл1 =(Кфл1 -1)/
1(К0 -1). По значениям Афл и АфЛ1 с помощью усредненной зави-
симости 1|/(Дфл) или табл. 5.4 находят значения функций 1|/(ДфЛ) и
\|/1(АфЛ0 и по этим значениям определяют необходимую для полу-
чения детали заданных размеров массу заряда ВВ
У(Афл)
^ВВ - тВВ1 , А ч •
^](Афл1)
Следует иметь в виду, что рассмотренная методика позволяет по-
лучать более точные результаты, чем расчетно-теоретическая.
Определение массы заряда ВВ с помощью метода моде-
лирования. Отработку технологического процесса штамповки
крупногабаритных деталей взрывом часто осуществляют путем
проведения предварительных экспериментов на уменьшенных мо-
делях. Моделирование процесса штамповки взрывом может быть
осуществлено с соблюдением полного геометрического подобия
или с частичным его нарушением. При полном геометрическом
подобии все геометрические размеры модельной и реальной заго-
товок подобны. Пусть коэффициент подобия равен п. Если мате-
риалы модельной и реальной заготовок одинаковы, то частичное
нарушение геометрического подобия происходит вследствие раз-
личия скоростей деформаций модельной (ёмод) и реальной (ёреал)
заготовок в п раз [9]: ёмод =иёреал. Если различием свойств мате-
риала заготовки, обусловленным различием скоростей деформа-
ций, можно пренебречь, то работа, затрачиваемая на формообразо-
вание детали, будет пропорциональна объему заготовки. Тогда
соотношение для определения массы заряда ВВ, необходимой для
Штамповки реальной заготовки, будет иметь вид
шреал _ 3 мод
твв -п твв .
Моделирование при частичном нарушении геометрического
Подобия обычно связано с невозможностью обеспечения подобия
йо толщине заготовки. Если толщина модельной заготовки равна
281

по толщине заготовки. Если толщина модельной заготовки равна
толщине реальной заготовки, а материалы их одинаковы, то нару„
шение геометрического подобия происходит не только вследствие
различия скоростей деформаций модельной и реальной заготовок
но и в результате нарушения подобия передачи энергии взрыва от
заряда ВВ к заготовке и различия значений работы, затрачиваемой
на преодоление сопротивления изгибу. Если пренебречь перечис-
ленными нарушениями геометрического подобия, то соотношение
для определения массы заряда ВВ, необходимой для штамповки
реальной заготовки, примет вид т^™ - п2т^.
Импульсный подход к определению массы заряда ВВ.
Импульсный подход основан на том, что заготовка деформируется
под действием удельного импульса ударной волны, который мож-
но определить по формуле Коула [16]
1 = 1тЦ
г*
'вв_
где Ь = 1гп^)'3. Полный импульс отраженной от поверхности за-
готовки ударной волны будет равен
2/тш2(1+у)/3
_ лптвв
отр 2-у
(я2+^тв)^/2-я2-
В этих зависимостях / и V — постоянные из формулы Коула; кср —
средний коэффициент отражения ударной волны; Н — высота
подвеса.заряда ВВ; готв — радиус смачиваемой поверхности заго-
товки, равный радиусу проходного отверстия матрицы. Полный
импульс отраженной ударной волны поглощается заготовкой мас-
сой тзаг, в результате чего она приобретает кинетическую энер-
гию, равную /^трД2тзаг). Приравняв эту энергию к работе, затра-
чиваемой на формообразование детали, получим выражение для
необходимого полного импульса:
Приравнивая последнее выражение для полного импульса к пре-
дыдущему, из полученного уравнения определяем массу заряда ВВ [9]-
282

3
ВВ [2М4(ЯЧ4)^-Я^]
гДе / = 5,9 • 103 и V = 0,89 (для заряда ТНТ); к = -А-2! . Значе-
ние кср в первом приближении можно принять равным 2.
В работах [2, 4, 10, И, 15] можно найти для расчета массы
заряда ВВ эмпирические формулы, которые в конкретных техно-
логических условиях дают достаточную для практики точность.
5.4. Особенности штамповки взрывом
Особенности деформирования заготовки при штамповке
взрывом накладывают существенные ограничения на значения
предельного коэффициента вытяжки Кпред = с1заг тах / </0ТВ (с1заг тах —
максимальный диаметр заготовки, полную вытяжку которой мож-
но выполнить без ее разрушения за одно нагружение). На началь-
ной стадии деформирования скорость деформаций достигает мак-
симального значения, особенно в окрестности перетяжного ребра
матрицы, откуда начинают распространяться продольные пласти-
ческие волны, перемещающие в область деформирования матери-
ал из соседних участков заготовки. При таком развитии деформа-
ций наиболее опасен начальный момент, когда фланец заготовки,
находящийся под прижимным кольцом, еще не начал перемещать-
ся и меридиональное течение материала заготовки происходит
только за счет интенсивного утонения заготовки на перетяжном
ребре. Интенсивное перемещение фланца начинается в момент
Достижения продольными пластическими волнами его свободного
края. Если за это время в наиболее опасной зоне — в окрестности
Перетяжного ребра матрицы — не успеют развиться предельные
Деформации, то начавшееся перемещение фланца обеспечит вы-
тяжку заготовки. В противном случае произойдет обрыв заготовки
По проходному сечению матрицы. Начальная скорость деформа-
ций, а следовательно, и опасность разрушения заготовки опреде-
ленных размеров возрастают с увеличением массы заряда ВВ.
1+у
283

Вместе с тем с увеличением ширины фланца (диаметр заготовки
при постоянном диаметре проходного сечения матрицы увеличу
вается) время вовлечения фланца в движение возрастает. В резул^.
тате этого создаются условия для достижения предельных утоне.
ний и разрыва заготовки. Следовательно, для каждого относитель-
ного размера заготовки существуют определенные значения
скорости деформаций и определяемые ими значения массы заряда
ВВ, одно из которых обеспечивает полную вытяжку заготовки, а
другое приводит к разрушению заготовки.
С увеличением начального коэффициента вытяжки диапазон
значений массы заряда ВВ сужается, так как с увеличением ширины
фланца предельная масса заряда ВВ, разрушающая заготовку,
уменьшается. При некотором значении предельного коэффициента
вытяжки указанный диапазон станет равным нулю, следовательно,
только одно определенное значение массы заряда ВВ будет обеспе-
чивать полную вытяжку заготовки. При дальнейшем увеличении
диаметра заготовки возможны или неполная вытяжка, или раз-
рушение заготовки. Последнее утверждение иллюстрируется рис. 5.8,
на котором плоскость «масса заряда ВВ тВв — начальный коэффи-
циент вытяжки К0 = ^заг/^отв» разделена на область неполной вытяж-
ки, область полной вытяжки без разрушения заготовки и область раз-
рушения заготовки. Точка А, общая для всех областей, соответствует
предельному коэффициенту вытяжки. Значения предельного коэф-
фициента вытяжки, указанные в работе [17], приведены в табл. 5.5.
Если коэффициент вытяжки больше предельного коэффициента вы-
тяжки, то применяют последовательную многократную штамповку.
Таблица 5.5
Значения предельного коэффициента вытяжки
Материал
Сплав ОТ-4
Сталь:
СтЗ
2X13
^пред
1,48
1,55
1,56
Материал
Сталь:
Х18Н10Т
08кп
Сплав АМгбМ
^пред
1,58
1,59
1,64 _]
Вместе с правильным подбором коэффициента вытяжки и
массы заряда ВВ управление качеством детали достигается изме-
нением высоты подвеса заряда ВВ, выбором передающей среды и
284

умещением между заготовкой и передающей средой прокладок
03 различных материалов. Многочисленные экспериментальные
данные свидетельствуют о том, что хорошие результаты получают-
ся тогда, когда высота подвеса заряда ВВ равна Н = (0,2...0,5)б/Отв-
ражным параметром штамповки взрывом является также высота
схолба жидкости над зарядом ВВ, которая должна превышать вы-
соту подвеса заряда Я.
Значительное влияние на качество деталей оказывает пере-
дающая среда, так как передаваемые давление, импульс и энергия
взрыва зависят от физико-механических свойств этой среды. В
случае более плотной передающей среды требуется большая масса
заряда ВВ, для того чтобы получить такой же прогиб, который
возникает при передаче энергии взрыва жидкостью, однако, не-
смотря на увеличение массы заряда, благодаря большей плотности
передающей среды обеспечивается меньшая скорость деформаций.
Для перераспределения и аккумулирования энергии взрыва
используют прокладки из резины, пенопласта и свинца, которые
помещают непосредственно на заготовку или над заготовкой.
Рассмотренная схема штамповки относится к так называе-
мым открытым схемам. Основным недостатком таких схем явля-
ется то, что к заготовке направляется небольшая доля полной
энергии взрыва. Для увеличения КПД взрыва можно использовать
отражатели или устанавливать
зазор между передающей средой
и заготовкой [8].
Если оборудование сконст-
руировать так, чтобы оно содер-
жало отражатель подходящей
формы, который отразит и напра-
вит отраженные волны в направ-
лении заготовки, то КПД взрыва
резко увеличится. Отражатели, как
правило, применяют при электро-
гидравлической штамповке, когда
Источником энергии является
электрический разряд в жидкости.
Наличие зазора между пе-
редающей средой и заготовкой
Приводит к метанию передающей
285
^ пред ^ О " заг'" отв
Рис. 5.8. Кривые штампуемости:
I — область неполной вытяжки (мас-
са заряда ВВ недостаточна); II —
область полной вытяжки без разру-
шения заготовки; III — область раз-
рушения заготовки (масса заряда ВВ
избыточна)

среды и перераспределению энергии взрыва в сторону той части
жидкости, которая раньше охватывается волной разрежения.
5.5. Художественная чеканка взрывом
Чеканка представляет собой штамповочную операцию, при
которой происходит образование выпукло-вогнутого рельефа на
поверхности изделия за счет неоднородного воздействия на по-
верхность заготовки. Наиболее распространенным примером при-
менения чеканки является изготовление монет и медалей. Для по-
лучения четкого рельефа необходимо приложение к поверхности
заготовки достаточно высокого давления.
Чеканка взрывом применяется в значительно меньших мас-
штабах — в основном для изготовления оригинальных сувениров,
памятных медалей и барельефов [7, 12]. Каждая взрывная лабора-
тория имеет свои секреты чеканки взрывом. Ниже рассмотрены
некоторые общие принципы формирования рельефов при воздей-
ствии взрыва на поверхность металлических заготовок.
Для чеканки взрывом используются, как правило, заряды ВВ
в виде тонких слоев толщиной 0,25...1,0 мм. Более толстые заряды
ВВ сильно деформируют и даже разрушают заготовки. В настоя-
щее время промышленность выпускает листовые заряды, изготов-
ленные из эластичных взрывчатых составов на основе ТЭНа (ТКФ,
ЭВВ-34 и др.) и обладающие высокой детонационной способно-
стью. Критическая толщина Нкр таких листовых зарядов не пре-
вышает 1 мм. При наклеивании заряда ВВ на металлическую заго-
товку критическая толщина заряда ВВ значительно уменьшается
[16]. В качестве заготовок используют пластины из меди, латуни,
алюминиевых сплавов, коррозионно-стойкой стали и др.
При скользящей детонации тонкого слоя ВВ максимальное
давление нагружения заготовки составляет около 15 ГПа (см. гл. 1),
что значительно превышает динамическую прочность материала
заготовки. Поэтому материал заготовки в месте приложения на-
грузки подвергается интенсивному локальному деформированию и
вытесняется из-под заряда ВВ. Поскольку время действия импульса
давления (н очень мало и составляет *н &И/В =0,01...0,10 мкс, то
ударная волна, распространяющаяся в заготовке, очень быстро за-
тухает и ее механическое действие в основном локализуется в по-
286

а
рерхностном слое заготовки. Ис-
лользуя вырезанные из листовых
зарядов ВВ различные фигуры,
^ожно ползать их отпечатки на ме-
1аллических пластинах (рис. 5.9, а).
Чтобы избежать вырезания
сложных фигур из листовых за-
рядов ВВ, иногда применяют
экидкие или порошкообразные
мелкодисперсные ВВ, которыми
заполняют углубления в специ-
альных трафаретах из картона
или пластилина (рис. 5.9, б).
Вследствие весьма малой
длительности импульса давления
глубина отпечатка в сильной
степени зависит от толщины и
плотности материала прокладки,
находящейся между слоем ВВ и
заготовкой. Рельеф, образуемый
на поверхности заготовки, ока-
зывается чувствительным к ма-
лейшему локальному изменению
плотности материала прокладки с
достаточно высоким пространст-
венным разрешением. Это об-
стоятельство позволяет отобра-
жать на поверхности заготовки
мельчайшие структурные измене-
ния в прокладке. Так, при исполь-
зовании в качестве прокладки
обычного листа дерева на заготов-
ке получается его детальная струк-
турная «фотография» (рис. 5.10).
При чеканке взрывом с применением прокладок можно использо-
вать, например, специальные трафареты, кружева и получать
весьма сложные узоры, выполненные взрывом с большой точно-
стью. Преимуществом этой технологии является отсутствие необ-
ходимости вырезать из листового заряда ВВ различные фигуры.
Рис. 5.9. Контактные отпечатки
на пластинах из алюминиевого
сплава, полученные при исполь-
зовании плоских фигур, вырезан-
ных из листовых зарядов эла-
стичных ВВ (я), и порошкообраз-
ного гексогена, заполняющего
углубления в специальных тра-
фаретах (б):
а — детонация слоя эластичного ВВ
толщиной 0,5 мм; б — детонация
слоя порошкообразного гексогена
толщиной 1,5... 2,0 мм
287

Рис. 5.10. Отпечатки структуры листьев деревьев, полученные при че-
канке взрывом
Пример рисунка, полученного с помощью такой технологии, при-
веден на рис. 5.11.
На поверхности заготовки достаточно контрастно отпечаты-
ваются рисунки и надписи, выполненные на той стороне листового
заряда эластичного ВВ, которая плотно прижимается или при-
клеивается к заготовке. При нанесении рисунка на листовой заряд
ВВ вдоль линий происходит вдавливание ВВ — образуется свое-
образная искривленная удлиненная кумулятивная выемка. При
детонации слоя ВВ на фоне детонационного отпечатка вследствие
кумуляции продуктов детонации (см. гл. 8) на заготовке образует-
ся линейное углубление, повторяющее конфигурацию рисунка.
Рис. 5.11. Рисунок, полученный при чеканке взрывом с использованием
различных прокладок между листовым зарядом ВВ и металлической за-
готовкой
288

Некоторые художники для
изготовления сложных барелье-
фов большой площади применяют
рельефное формование взрывом,
заключающееся в образовании
местных углублений и выпукло-
стей за счет локального растяже-
ния и утонения листовой заго-
товки. В качестве одноразовой
матрицы используют барельеф,
вылепленный из гипса. На гото-
вую гипсовую матрицу-шаблон
помещают металлическую заго-
товку определенной толщины,
формование барельефа осущест-
вляется в результате действия
контактного взрыва листового
заряда ВВ. Иногда формование
взрывом совмещают с чеканкой
взрывом и даже со сваркой взры-
вом. Для этого на металлической
листовой заготовке в нужных
местах размещают кружева, ку-
сочки ткани, листья деревьев,
металлическую фольгу и т. п. Для процесса изготовления барелье-
фов с помощью энергии взрыва художники-авангардисты приду-
мали специальный термин «детонография». Фотография одного из
барельефов, изготовленного детонографией, приведена на рис. 5.12.
Отдельную проблему представляет возбуждение детонации
и распространение детонационных волн в различных элементах
фигур, вырезанных из листового заряда ВВ. Обычно возбуждение
Детонации осуществляется с помощью вырезанных из листового
заряда эластичного ВВ тонких шнуров специальной детонацион-
ной разводки. При этом нужно иметь в виду следующие особен-
ности: 1) в месте столкновения детонационных волн образуется
Углубление в пластине (эффект Дотриша); 2) при повороте детона-
ционной волны в заряде ВВ с угловыми границами образуются
области непрореагировавшего ВВ [7, 16] (рис. 5.13), ухудшающие
Качество отпечатка.
Рис. 5.12. Барельеф «Силы и зна-
ки», созданный Э. Розенберг
(США, Нью-Мексико) из корро-
зионно-стойкой стали с помо-
щью взрывной технологии (раз-
мер барельефа— 1,2 х 1,8 м)
10-1483
289

Рис. 5.13. Отпечаток, образующийся
при детонации ВВ плоского заряда
имеющего резкий угол поворота:
А — область непрореагировавшего ВВ
образованная вследствие «углового»
эффекта, имеющего место при резком
изменении направления распростране-
ния детонационной волны
При изготовлении барелье-
фа, фотография которого приве-
дена на рис. 5.9, б, возбуждение
детонации тонкого слоя порошко-
образного гексогена, заполняю-
щего углубления в картонном
трафарете, осуществлялось при
детонации очень тонкого слоя
жидкого ВВ (тетранитрометана),
образованного при смачивании
этим ВВ поверхности стекла. Стекло помещалось на готовую сбор-
ку, состоящую из металлической заготовки и трафарета с гексоге-
ном, смоченная поверхность стекла была обращена к трафарету.
Список литературы
1. Баженов ВТ., Егунов В.В., Крылов СВ. и др. Экспериментально-
теоретическое исследование процессов гидровзрывной штамповки
оболочечных элементов конструкций // ПМТФ. 2002. № 5.
2. Безпрессовая листовая штамповка с использованием взрывчатых ве-
ществ (инструктивный материал) / Под ред. СМ. Поляка, Ф.А. Пель-
пера.М: НИТИ, 1965.
3. Борисевич В.К., Сабелькин В.П., Солодянкин С.Н. О численном моде-
лировании процесса взрывной штамповки на ЭВМ // ПМТФ. 1979.
№2.
4. Гидровзрывная штамповка элементов судовых конструкций / В.Г. Сте-
панов, П.М. Сипилин, Ю.С. Навагин, В.П. Панкратов. Л.: Судострое-
ние, 1966.
5. Кочанов ЛМ. Основы теории пластичности. М.: Наука, 1969.
6. Кедринский В.К. Гидродинамика взрыва: эксперимент и модели. Но-
восибирск: Изд-во СО РАН, 2000.
290

л Орленко Л.П. Поведение материалов при интенсивных динамических
нагрузках. М.: Машиностроение, 1964.
1() Пихтовников Р.В., Завьялов В.И. Штамповка листового металла
взрывом. М.: Машиностроение, 1964.
||. Пихтовников Р.В., Хохлов Б.А. Безбассейновая листовая штамповка
взрывом. Харьков: Прапор, 1972.
12. РайнхартДж. С, Пирсон Док. Взрывная обработка металлов: Пер. с
англ. М.: Мир, 1966.
13. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. М.: Маши-
ностроение, 1971.
14. Степанов ВТ., Шавров И.А. Высокоэнергетические импульсные ме-
тоды обработки металлов. Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние,
1975.
15. Степанов ВТ., Шавров И.А. Импульсная металлообработка в судо-
вом машиностроении. Л.: Судостроение, 1968.
16. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 1.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
17. Штамповка взрывом. Основы теории / Под ред. М.А. Анучина. М.:
Машиностроение, 1972.
Ю*

Часть III
ВЗРЫВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ
ПРЕССОВАНИЯ ПОРИСТЫХ МАТЕРИАЛОВ
И СИНТЕЗА СВЕРХТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ
Глава 6
Прессование пористых материалов взрывом
6.1. Модели уплотнения пористых материалов
Прессование пористых материалов, таких, как порошки,
гранулы, губки, является основой весьма прогрессивных порошко-
вых технологий, применяемых в порошковой металлургии и кера-
мической промышленности. Для реализации этих технологий
классическими методами необходимо иметь прессовое оборудова-
ние, печи для спекания изделий и специальную оснастку. Размеры
получаемых изделий, возможности их изготовления из трудноуп-
лотняемых пористых материалов ограничены мощностью прессов,
стоимостью оснастки и другими технологическими и экономиче-
скими факторами. Прессование взрывом позволяет существенно
расширить возможности порошковых технологий. Давление про-
дуктов детонации успешно заменяет силовое воздействие дорого-
стоящего прессового оборудования. К преимуществам прессова-
ния взрывом следует отнести невысокую стоимость оснастки и
отсутствие технических ограничений на размеры получаемых из-
делий. Однако, несмотря на эти преимущества, технология прессо-
вания взрывом не получила широкого распространения и практи-
чески не вышла за стены исследовательских лабораторий, что объ-
ясняется недостаточной изученностью сложных физических
процессов, сопровождающих ударноволновое сжатие пористых
материалов, и трудностью отработки технологии получения одно-
родных, бездефектных и высокоплотных изделий.
Физические основы технологии прессования взрывом кратко
описаны в работе [21]. Технологические особенности прессования
взрывом некоторых материалов (титановых губки и порошка и др)
292

рассмотрены в работах [13, 15, 17]. Физические особенности прес-
сования взрывом пористых материалов и примеры изготовления
изделий из порошков аморфных сплавов, высокотемпературных
сверхпроводников, алмазов и других сверхтвердых материалов
рассмотрены в работах [4, 5, 9, И].
Необходимые для прессования взрывом контейнер с порош-
кообразным материалом, заряд ВВ и система его инициирования, а
также матрица, опоры и противоразгрузочные элементы образуют
взрывное устройство. Для получения качественного изделия сле-
дует правильно выбрать конструктивные характеристики взрывно-
го устройства. В настоящей главе приведены основные сведения,
необходимые для проектирования взрывных устройств, предна-
значенных для прессования взрывом пористых материалов.
6.1.1. Ударноволновое сжатие пористых материалов
Пористые материалы принято характеризовать начальной
плотностью р0, плотностью сплошного вещества рСпл, плотностью
уплотненного материала рупл, пористостью ц, равной отношению
объема пор к общему объему образца. Для пористости ц нетрудно
получить следующее соотношение:
ГСПЛ
Иногда пористые материалы характеризуют параметром а, равным
а = Ьи- = (1-ц)-1.
Ро
Дисперсность порошкообразного материала характеризуют
начальным средним размером частиц ^0 и удельной поверхностью
^ — суммарной площадью поверхности всех частиц единицы
Массы пористого образца. Для монодисперсного порошка с
Частицами сферической формы справедливо соотношение
51 =6/(Рспл^о)- Важной характеристикой пористого материала
является также характерный размер пор. Его определение связано
с трудностями принципиального характера, поскольку в общем
случае поры имеют исключительно сложную форму. В теоретиче-
293

ских моделях пористых материалов широко используют средний
гидравлический радиус поры гпор — радиус трубки, эквивалентной
реальной поре по своим гидравлическим свойствам. Для системы
одинаковых сферических частиц средний гидравлический радиус
поры равен
г -!-*-</
пор 31-ц °-
При воздействии взрыва на пористые материалы в них, как и
в сплошных материалах, возникают ударные волны. Ударноволно-
вое сжатие пористых материалов приводит к их необратимому уп-
лотнению. Процесс уплотнения происходит во фронте ударной
волны и сопровождается перемещением частиц относительно друг
друга, переориентацией, пластическим деформированием и раз-
рушением отдельных частиц, а также трением частиц друг о друга,
их сваркой и упрочнением. Все эти процессы вызывают интенсив-
ный разогрев уплотняемого материала и диссипацию энергии
ударной волны.
Так как технологические операции прессования взрывом
осуществляются с использованием ударных волн умеренной ин-
тенсивности, то для приближенного определения конструктивных
характеристик взрывных устройств часто используется простая
модель ударноволнового сжатия пористых материалов, основанная
на следующих предположениях: 1) уплотнение материала наступа-
ет после приложения пренебрежимо малой нагрузки; 2) материал
после уплотнения во фронте ударной волны становится несжи-
маемым; 3) ширина фронта уплотняющей ударной волны пренеб-
режимо мала.
Первое предположение означает, что давление ударных волн
заметно превышает пороговое давление /?*, при котором начинает-
ся уплотнение пористого материала. Это давление можно опреде-
лить с помощью зависимости
/?*=-ат1п-, (6.1)
3 \х
где ат — предел текучести сплошного материала.
Второе предположение справедливо для ударных волн уме-
ренной интенсивности: Р^?Ст1С1ш (сспл — скорость звука в
294

сплошном материале). И наконец, третье предположение позволя-
ет записать уравнения сохранения массы и импульса во фронте
ударной волны:
Р0ДУВ=РсплФуВ-");
Р = Ро"/)ув-
Лз этих уравнений легко получить уравнения ударной адиабаты
пористого материала в виде зависимостей /)ув = /)ув(и) и р = р(и%
а именно
и
Дув="
Р =
р0и
(6.2)
Соответствующие ударные адиабаты в координатах (р, V), фу в, и)
и (р, и) приведены на рис. 6.1.
Анализ обширных экспериментальных данных, приведен-
ных в работе [20], показывает, что рассмотренная простая модель
ударноволнового сжатия пористых металлов с пористостью ц > 0,3
в умеренном диапазоне значений давления (до 50 ГПа) обладает
достаточной для инженерных приложений точностью. В тех случаях,
а б в
^ис. 6.1. Ударные адиабаты пористого материала для простой модели
Уплотнения в различных координатах:
а — координаты (р, V); б — координаты фув, и); в — координаты (р, и)
295

когда начальные участки ударных адиабат пористых металлов ис-
следованы довольно подробно и в широком диапазоне значений ц
в координатах (Оув, и) они представляют собой веер расходящихся
прямых, центрированных к малой области в окрестности начала
координат. Угловой коэффициент наклона прямых близок к вели*
чине 1/ц. В табл. 6.1 записаны уравнения ударной адиабаты в фор,
ме /)уз =а + Ьи фув, и — в км/с), полученные аппроксимацией по
методу наименьших квадратов экспериментальных данных, при-
веденных в работе [20], для области умеренных давлений, и соот-
ветствующие значения 1/|а. Действительно, значение первого члена
а в линейном уравнении ударной адиабаты невелико, а значение
коэффициента Ъ близко к значению величины 1/ц.
Таблица 6.1
Уравнения ударных адиабат некоторых пористых материалов
Материал
Медь
Железо
Молибден
Кобальт
Вольфрам
Плотность
р0, г/см3
4,465
4,3
5,59
4,15
8,87
Плотность
Рспл, Г/СМ3
8,93
7,85
10,2
8,8
19,17
Порис-
тость ц
0,5
0,452
0,452
0,528
0,537
1/й
2
2,211
2,211
1,892
1,861
Уравнение ударной
адиабаты в форме
йув =а + Ьи
Дув = 0,081 + 1,942м
Яув = 0,216 + 2,021м
1>ув = 0,052 + 2,108м
Дув = 0,071 +1,849м
Дув = 0,057+1,814м
При анализе процесса нагружения пористых материалов
слабыми ударными волнами следует учитывать их прочность. В
этом случае рассмотренную модель можно сделать более реали-
стичной, предположив, что до начала уплотнения, которое начина-
ется при р > /?*, материал деформируется упруго. Соответствую-
щая ударная адиабата в координатах (р, V) и структура ударной
волны приведены на рис. 6.2.
Предположение о несжимаемости уплотненного материала
не приводит к большим погрешностям лишь только при относи-
тельно небольшом давлении ударного сжатия, характерном для
технологических операций компактирования порошкообразных
материалов. Наиболее полная модель ударноволнового сжатия по-
ристого материала должна учитывать не только упругие свойства
296

а б
Рис. 6.2. Ударная адиабата пористого материала с начальной прочностью
(а) и структура ударной волны (б):
с/ — скорость упругой волны; Лпл — скорость пластической волны
исходного материала, но и упрочнение материала при уплотнении
и сжимаемость материала в уплотненном состоянии [23]. Соответ-
ствующая ударная адиабата представлена на рис. 6.3.
Необходимо отметить, что более сложные модели ударновол-
нового сжатия пористых материа-
лов, учитывающие упругость порис-
того материала, упрочнение его при
уплотнении и сжимаемость его в
уплотненном состоянии, значитель-
но усложняют анализ процесса уп-
лотнения и определение конструк-
тивных характеристик технологиче-
ских взрывных устройств.
При анализе сжатия порис-
тых материалов сильными ударны-
ми волнами прочностными эффек-
тами при уплотнении их до сплош-
ного состояния пренебрегают, но
Учитывают сжимаемость материа-
лов, находящихся в сплошном со-
стоянии [8]. Ударная адиабата для
такой модели поведения пористого
Материала приведена на рис. 6.4.
Рис. 6.3. Ударная адиабата по-
ристого материала для слож-
ной модели уплотнения:
р+ — предел упругости пористого
материала; рспл — давление уп-
лотнения материала до сплошного
состояния
297

Рис. 6.4. Диаграмма сжатия пористых материалов:
1 — ударная адиабата пористого материала; 2 — ударная адиабата сплошного
материала; 3 — кривая холодного сжатия
Приращение внутренней энергии АЕ в ходе ударноволново-
го сжатия материала определяется соотношением
АЕ = ЕА-Е0ЛрА{Г0-ГА),
(6.3)
где Е0, У0 — начальные значения внутренней энергии и удельного
объема; ЕА, УА — значения внутренней энергии и удельного объ-
ема, достигнутые в ходе ударноволнового сжатия до давления рл-
Геометрически это соответствует площади треугольника АВС
(см. рис. 6.4). Упругой энергии сжатия соответствует площадь под
кривой 3, остальная площадь приходится на приращение тепловой
энергии АЕТ. Если сравнить процессы ударноволнового сжатия
сплошного и пористого тел из одного и того же материала, то
298

^оэкно заметить, что при сжатии пористого тела приращение теп-
ловой энергии АЕТ может быть значительно больше. Но чем боль-
ше значение Ет, тем выше температура и тепловое давление. По-
этому для ударноволнового сжатия пористого тела до того же са-
мого объема, который имеет сплошное тело, необходимо более
высокое давление. Температура, достигаемая при сжатии пористо-
го материала, может превышать температуру плавления и даже
температуру кипения. Если при этом внутренняя энергия расплав-
денного и разогретого до температуры кипения материала будет
превышать энергию испарения, то возможен переход материала в
парообразное состояние, особенно при разгрузке материала. При
дальнейшем росте амплитуды ударной волны возможна ионизация
паров материала. При сильном сжатии высокопористых материа-
лов рост температуры и теплового давления может быть столь
значительным, что плотность материала, сжатого ударной волной,
окажется меньше начальной плотности [8, 20]. Ясно, что при таких
параметрах сжатия ни о каком уплотнении материала говорить не
приходится. Наоборот, процесс сжатия высокопористых материа-
лов сильными ударными волнами может быть использован для
получения мелкодисперсных порошков или плотной плазмы.
6.1.2. Механизмы связывания частиц
и микромеханика уплотнения пористых материалов
Анализ микроструктуры образцов, полученных прессованием
взрывом порошкообразных материалов, позволяет выделить сле-
дующие механизмы связывания частиц: 1) сварку взрывом; 2) свар-
ку трением; 3) жидкофазное спекание взрывом [15].
Необходимым условием сварки взрывом является соударе-
ние двух металлических поверхностей под углом друг к другу. Та-
кое соударение происходит при контакте частиц в процессе прес-
сования материалов взрывом. При высоких скоростях соударения
граница раздела имеет волнообразную форму.
Сварка частиц трением происходит вследствие разогрева
врущихся поверхностей при высоком давлении и перемещении час-
^Ц относительно друг друга. На микрофотографиях такие соедине-
ния частиц характеризуются гладкой границей раздела.
Жидкофазным спеканием взрывом называется связывание
Частиц, осуществляемое путем их сплавления. Диссипативные
299

процессы, происходящие во фронте достаточно сильной ударной
волны, вызывают разогрев и плавление поверхностных слоев час-
тиц с последующим быстрым охлаждением. Жидкофазное спека-
ние приводит к образованию агломератов, в которых частицы мо-
гут сплавляться друг с другом большей частью своей поверхности.
Объемная доля расплава увеличивается с ростом давления.
Оценить сверху объемную долю расплавленного материала ?
можно, полагая, что все приращение внутренней энергии (6.3) во
фронте ударной волны расходуется на плавление. Тогда
« р(.У9-Ут)
2[С(Гплав-Г0) + еплав]'
где С — теплоемкость; Гплав и бплав — температура и теплота
плавления материала; Г0 — начальная температура. Удовлетвори-
тельное качество изделий, получаемых из порошков аморфных
материалов прессованием взрывом, достигается при % « 0,25 [4].
Оптимизация конструктивных характеристик взрывных уст-
ройств для создания условий проведения жидкофазного спекания с
контролируемым количеством жидкой фазы имеет большое значе-
ние для прессования высокотвердых материалов (алмаза, кубиче-
ского нитрида бора, аморфных металлов, керамических материа-
лов и др.), поскольку для них связывание частиц по сдвиговым ме-
ханизмам сварки трением или сварки взрывом маловероятно ввиду
их высокой твердости и хрупкости.
Проблема создания физических условий для получения
прочной связи частиц материалов на поверхности контакта при
прессовании взрывом еще не решена окончательно. Для порошко-
образных материалов дело осложняется тем, что они имеют ог-
ромную удельную поверхность, покрытую оксидными и адсорби-
рованными пленками. При статическом прессовании эти пленки
препятствуют образованию прочных соединений материалов. Для
удаления адсорбированных газов применяют вакуумный отжиг, а
для удаления оксидных пленок — прокатывание заготовок, в ре-
зультате которого возникают большие деформации. При прессова-
нии взрывом в динамическом режиме взаимодействующие по-
верхности частиц порошка очищаются, а оксиды концентрируются
в отдельных карманах. Механизм очищения такой же, как и при
сварке взрывом (см. гл. 4).
300

Наиболее разработанной моделью уплотнения пористых ма-
териалов является модель Кэррола — Холта (модель полой сфери-
ческой частицы) [26], согласно которой элементарной ячейкой по-
ристого тела является полая сферическая частица (рис. 6.5, б),
размер внутренней сферической поры выбирается равным харак-
терному размеру пор в реальном материале, средняя плотность
сферической частицы равна начальной плотности пористого мате-
риала. Материал предполагается несжимаемым, вязкопластичным
со свойствами, зависящими от температуры. Необходимо отме-
тить, что модель Кэррола — Холта оказалась весьма эффективной
при описании статического уплотнения многих материалов. Имен-
но этим обстоятельством объясняется использование модели Кэр-
рола — Холта для описания процесса динамического уплотнения
пористого материала.
Динамика схлопывания поры описывается уравнениями ме-
ханики сплошных сред для сферически-симметричного движения
вязкопластичного материала:
д(рь2)
дг
= 0;
ду ду\ до
д( г ) дг г
„ (дТ дТ
Ср\ + V
Ч д! дг.
аг-ав = У+ 2ц
= К_д_
г дг
^ дь г
дг г
дг
-2У- + \2ц
г
Г,Л
V У
(6.4)
V
Начальные и граничные условия:
Цг,0) = Т0; ь(г,0) = 0; ог(г™р, () = 0; оДг^,, /) = р(().
В этих уравнениях г — эйлерова координата; V — радиальная ком-
понента вектора массовой скорости материала полой сферической
Частицы; г™ и гЦр — радиусы внутренней и наружной поверх-
ностей поры; аг, ае — компоненты тензора локальных напряже-
ний; Т — температура; р, А,т, С — плотность, теплопроводность и
Теплоемкость материала; У, г\ — динамический предел текучести и
301

Рис. 6.5. Модели пористых материалов:
а — пористый материал, состоящий из сферических частиц; б — представление
пористого материала полой сферической частицей (модель Кэррола — Холта);
в — модифицированная модель Кэррола — Холта с недеформируемой централь-
ной сферической частицей
вязкость материала. Обычно процесс схлопывания поры анализи-
руется в предположении несжимаемости основного материала.
Численный анализ процессов схлопывания пор и распро-
странения ударных волн в пористых материалах на основе модели
Кэррола — Холта выполнен авторами работ [1, 7, 26]. Сравнение
полученных результатов с экспериментальными данными [11] по-
казало, что модель Кэррола — Холта не в полной мере адекватна
физическому процессу прессования взрывом — она не в состоянии
описать кинетику уплотнения высокопористых материалов. Под-
робный анализ недостатков модели Кэррола — Холта приведен в
работе [11]. В этой же работе предложена модифицированная мо-
дель Кэррола — Холта, в соответствии с которой рассмотренная
выше элементарная ячейка пористого тела имеет внутри сфериче-
ское включение — недеформируемую центральную сферическую
частицу (рис. 6.5, в). При анализе процесса схлопывания поры со
сферическим включением выбрана линейная зависимость динами-
ческого предела текучести У от температуры:
У =
1-
Т
V плав У
при Т<Тплав,
О при Г>Гплав,
где 71 — динамический предел текучести материала при низкой
температуре; ГПЛав — температура плавления материала. Для зави-
302

симости вязкости от температуры была выбрана экспоненциальная
функция
Л = Чплавехр
в
<\ 1 ^
т т ,
плав у
где Л плав — вязкость расплавленного материала; В — постоянная.
Для меди Т1плав = 2 • Ю-3 Па • с, В = 5765 К"1.
Модифицированная модель Кэррола — Холта удовлетвори-
тельно описывает кинетику уплотнения пористых материалов в
широком диапазоне значений давления ударноволнового сжатия и
согласуется с известными экспериментальными данными.
При схлопывании пор в процессе динамического уплотнения
диссипируемая в окрестности поры энергия равна работе А сил
давления при сжатии поры, которая может быть определена с по-
мощью соотношения
А= \р(*)<1У*(р)АУ9
где /?(0 — зависимость давления нагружения, действующего в ок-
рестности поры, от времени; У0, Укон — начальный и конечный
объемы поры; (/?) — среднее давление за время, в течение кото-
рого объем поры уменьшился на АК= У0 - Гкон. Значение диссипи-
руемой энергии зависит от среднего значения давления в окрестно-
сти схлопывающейся поры и от изменения объема поры (обычно
полагают АК= К0). Крутизну переднего фронта ударной волны или
волны сжатия, уплотняющей пористый материал, будем характе-
ризовать временем /н тах нарастания давления от нулевого до мак-
симального значения. Если характерное время схлопывания поры
'схл намного меньше времени тн тах> то заполнение поры происходит
на фоне низкого давления и диссипируемая энергия будет мала.
Как показывают расчеты, диссипируемая энергия приводит к
Разогреву материала в непосредственной окрестности поры. Разо-
дев ограничивают теплопроводность и фазовые переходы, прояв-
ляющиеся в плавлении и испарении уплотняемого материала.
%сть радиус поры равен гпор, тогда характерное время тепловой
Релаксации будет равно (рел =гп2ор/аг, где ат— температуропро-
водность материала. Если характерное время схлопывания поры
303

/схл не превышает времени /рел, то теплота, выделяющаяся при
сжатии поры, успевает отводиться с ее поверхности в окружающее
пору частицы, в результате чего температура поверхностных слоев
частиц может не достичь температуры плавления. Такая ситуация
характерна для ударноволнового уплотнения мелкодисперсных
порошков — внутренние области частиц успевают прогреваться за
время уплотнения. В результате термического разупрочнения уп~
лотнение сопровождается интенсивным пластическим деформиро-
ванием частиц без их плавления. Характерное время схлопывания
поры в жесткопластичном материале равно 7СХЛ = гПор/>]{Р~У)/р
[22]. Неравенству 1рел < /СХл соответствует следующее ограничение
на размер поры: гпор < ат/^(р-У)/р.
При уплотнении крупнодисперсных порошков /рел ^ /СХл, а
сжатие поры имеет адиабатический характер, приводящий к плав-
лению поверхностных слоев частиц, вследствие чего схлопывание
поры будет происходить преимущественно в вязком режиме. Ха-
рактерное время схлопывания поры в вязкой среде не зависит от
начального размера поры и равно /схл =4г\/(р-У) [22]. Сравнивая
значения (схл и /рел, нетрудно определить радиус поры гпорь при
котором теплопроводность будет существенно ограничивать разо-
грев материала в случае вязкопластического схлопывания поры:
Л^г
Гпор1 4^р_у
При гпор > гпор1 эффекты теплопроводности незначительны и дос-
тигаемая в момент окончания схлопывания поры температура Тсхп
может быть определена с помощью зависимости [22]
Т ~Т , 3(/>-Г)Чхл
7СХЛ ~^0 ~*~ Л /^
4рг|С
Автор работы [4] в качестве критерия адиабатичности про-
цесса контактного деформирования частиц использует безразмер-
ную величину Ф, равную
ф = <*0и Ы Рспл ДУВ
ат НУ '
304

I
.IV
III
II
Ф>5104
Ш4<Ф<5НГ"Н
Ф<104
и0 и
Рис. 6.6. Диаграмма режимов
прессования порошков взрывом:
I — область статического режима
прессования без ударных волн;
II — область квазистатического
режима прессования; III — об-
ласть динамического режима
прессования; IV — область дина-
мического режима прессования с
жидкофазным спеканием частиц
где ^о — начальный средний диа-
метр частицы; Оув — скорость
ударной волны; и — массовая ско-
рость уплотняемого материала на
фронте ударной волны; НУ — мик-
ротвердость уплотняемого материа-
ла. Значение параметра Ф, при ко-
тором локальные деформации при-
обретают адиабатический характер,
равно 104. При Ф = 5 • 104 начинает-
ся плавление поверхностных слоев
частиц. При Ф > 105 области плав-
ления поверхностных слоев частиц
составляют около 20 % площади
шлифа спрессованного брикета.
Диаграмма режимов прессо-
вания порошков взрывом в коорди-
натах (б/о? и) приведена на рис. 6.6
[4]. Линия и = со отделяет область I
статического режима прессования,
в которой в уплотняемом материале не распространяются ударные
волны. Область И, в которой Ф < 104, соответствует квазистатиче-
скому режиму прессования с интенсивным пластическим дефор-
мированием частиц в окрестностях областей контакта. Уплотнен-
ный материал имеет полиэдрическую структуру с плоскими гра-
ницами раздела деформированных частиц порошка. В области III,
где Ю4 < Ф < 5 • 104, реализуется динамический режим прессова-
ния с термическим разупрочнением и пластическим течением час-
тиц. В области IV, где Ф > 5 • 104, реализуется жидкофазное спека-
ние частиц уплотняемого материала. На основании этой диаграм-
мы можно сделать следующие практические выводы. Прессование
Мелкодисперсных порошков целесообразно осуществлять в квази-
статическом режиме (область II). Для получения плотных и проч-
ных изделий из металлических порошков следует использовать
^Фупнодисперсные порошки и уплотнять их в динамическом ре-
жиме (область III). Порошки из высокотвердых малопластичных
Материалов прессуются с плавлением поверхностных слоев частиц
По механизму жидкофазного спекания (область IV).
305

Практическая реализация квазистатического режима прессо-
вания осуществляется в гидродинамических прессах, в которых
давление в рабочей камере создается при сгорании порохового за-
ряда [13, 17]. Использование в качестве передающей среды жидко,
сти (воды или масла), во-первых, исключает контакт высокотем-
пературных пороховых газов с уплотняемым материалом, во-
вторых, позволяет получать изделия сложной формы. Квазистати-
ческий режим прессования обеспечивается достаточно медленным
нарастанием давления до максимального значения. Характерные
максимальные значения давления в промышленных гидродинами-
ческих прессах изменяются в пределах 0,5... 1,5 ГПа, время нарас-
тания давления составляет (1.. .2) • 10~3 с.
Динамический режим прессования пористых материалов
взрывом реализуется с помощью специальных взрывных уст-
ройств, схемы которых рассмотрены ниже.
При прессовании взрывом порошков некоторых материалов
важно реализовать такие условия, которые не приводили бы к фа-
зовым переходам в уплотняемых материалах. Например, для со-
хранения уникальных свойств аморфных металлических сплавов в
процессе прессования взрывом необходимо предотвратить кри-
сталлизацию расплавленных поверхностных слоев и обеспечить их
вторичный переход в аморфное состояние за счет быстрого отвода
теплоты в частицы. Тогда необходимым и достаточным условием
сохранения аморфного состояния после прессования взрывом яв-
ляется неравенство Гув < ГкрИст> где Гув — равновесная темпера-
тура после ударноволнового сжатия, Гкрист — температура кри-
сталлизации материала [4, 11].
При ударноволновом спекании порошков алмазов ограничи-
вающим фактором является графитизация уплотненного алмаза.
Для подавления графитизации необходимо обеспечить выполне-
ние неравенства Гув < Ггр, где Тгр « 1800 °С — температура быст-
рой объемной графитизации алмаза [5]. Температурные ограниче-
ния обеспечиваются соответствующим выбором дисперсности и
пористости уплотняемых порошков, а также давлением прессования.
Наличие у частиц уплотняемого материала микрокинетиче-
ской энергии, сконцентрированной на поверхности частиц, отли-
чает квазистатический режим прессования от динамического. Со-
гласно данным работы [11] квазистатический режим прессования
переходит в развитый динамический режим при изменении значе-
306

0йй давления на фронте ударной волны в пределах от р = НУ до
р = 2НУ, причем образование прочных связей между частицами
твердых материалов происходит при р = 2НУ. Для развитого ди-
намического режима прессования характерно появление расплавов
й струй на границах раздела частиц.
Еще одним условием получения прочных связей является
неравенство (н > /рел, где (н — время действия нагрузки, (рел — ха-
рактерное время протекания релаксационных процессов. В качест-
ве времени (рел разные авторы предлагают использовать: 1) время
полного схлопывания пор; 2) время достижения температуры
плавления на поверхности контакта частиц; 3) время кристаллиза-
ции расплава на границах раздела частиц [11]. Во всех случаях для
сохранения изделия от разрушения в волнах разгрузки необходимо
стремиться к минимальному давлению нагружения.
6.2. Изготовление плоских изделий
из пористых материалов
прессованием взрывом
6.2.1. Схемы взрывных устройств
Прессование пористых материалов осуществляют в специ-
альных металлических контейнерах. Основное назначение контей-
нера — предохранить уплотняемый материал от разбрасывания, а
получаемое изделие — от разрушения. Сам контейнер в процессе
уплотнения материала подвергается интенсивному деформирова-
нию, и в его стенках появляются локальные трещины. Для умень-
шения деформаций контейнер помещают в какую-либо среду —
песок или воду. Схемы взрывных устройств, используемых для
получения плоских изделий, приведены на рис. 6.7 [4, 13]. В про-
мышленных условиях для изготовления стенок контейнера ис-
пользуют профильный прокат: уголки и швеллеры. Днище и
крышку контейнера изготовляют из стальных листов, толщина ко-
торых определяется габаритами контейнера, массой заряда ВВ,
Дисперсностью уплотняемого материала. Между зарядом ВВ и
крышкой контейнера размещают защитную прослойку из жидкого
°текла либо прокладку из линолеума, резины или другого подходя-
щего материала. Толщина защитной прослойки (прокладки) зависит
307

шштжшшж/ш
а
9 10
>вЕ
^ '•• • •••*•*• • • • • • • V
Рис. 6.7. Схемы взрывных устройств, используемых для получения пло-
ских изделий:
1 — основание; 2 — контейнер; 3 — уплотняемый материал; 4 — защитный слой;
5 — заряд ВВ; 6 — детонатор; 7 — песок или вода; 8 — детонационный волновой
генератор прямолинейного или плоского фронта детонационной волны; 9 — оС"
новной заряд ВВ; 10 — листовой заряд ВВ с высокой скоростью детонации; И -""
метаемая пластина-ударник
308

оТ дисперсности используемого ВВ и составляет, как правило,
1##.2 мм. Как видно на рис. 6.7, во всех взрывных устройствах гори-
зонтальные размеры зарядов ВВ превышают горизонтальный раз-
мер контейнера. Принято говорить, что прессование осуществляется
зарядами с нависанием. Обычно длина нависающей части заряда
равна толщине заряда. Назначение нависания — предотвратить
лреждевременную разгрузку нагружаемой поверхности контейне-
ра боковыми волнами разрежения, распространяющимися со сто-
роны торцовых поверхностей заряда ВВ.
Характер и степень деформирования получаемых изделий
определяются полем массовых скоростей, создаваемых в уплот-
няемом материале на стадиях нагружения и разгрузки. На стадии
нагружения поле массовых скоростей определяется ориентацией
фронта детонационной волны относительно крышки контейнера и
формой фронта. При скользящей детонации в уплотняемом мате-
риале возникает косая ударная волна, на фронте которой уплот-
няемый материал приобретает некоторую горизонтальную массо-
вую скорость, в результате чего продольное сечение изделия будет
иметь форму параллелограмма. Если при этом фронт детонацион-
ной волны искривлен, то и прессование материала будет осущест-
вляться косой ударной волной с выпуклым фронтом. Ясно, что за
фронтом такой ударной волны горизонтальная компонента вектора
массовой скорости будет иметь продольную и поперечную компо-
ненты. Наличие поперечной компоненты вектора массовой скоро-
сти приводит к деформированию изделия в поперечном направле-
нии, а наличие продольной компоненты при недостаточной проч-
ности контейнера ведет к растрескиванию изделия в продольном
направлении. Для ослабления описанных эффектов применяют
различные способы инициирования нагружающих зарядов.
При прессовании скользящей детонационной волной (на-
гружение по схеме СДВ (см. подразд. 1.3.1)) используют детона-
ционный волновой генератор прямолинейного фронта детонаци-
онной волны (рис. 6.7, б). Размещение контейнера в какой-либо
среде увеличивает инерционное сопротивление стенок контейнера,
что способствует уменьшению степени деформирования изделия.
Известно, что интенсивность нагружения определяется не только
бризантностью ВВ (скоростью детонации и плотностью), но и
ориентацией фронта детонационной волны относительно нагру-
жаемой поверхности контейнера. Максимальное давление нагру-
309

жения реализуется в том случае, когда вектор скорости фронта дето.
национной волны направлен к нагружаемой поверхности контейнера
и ортогонален ей (нагружение по схеме ПДВ (см. подразд. 1.3.1))
Для организации нагружения по схеме ПДВ применяют детонаци-
онный волновой генератор плоского фронта детонационной волны
(рис. 6.7, г). Если интенсивность нагружения по схеме СДв
(рис. 6.7, а, б) недостаточна и отсутствует возможность использо-
вания более мощных ВВ, то применяют нагружение наклонной
детонационной волной, когда вектор скорости детонации направ-
лен к изделию и составляет с его поверхностью острый угол. Воз-
буждение наклонной детонационной волны осуществляется ини-
циирующим листовым зарядом ВВ с высокой скоростью детона-
ции (рис. 6.7, в). При этом угол наклона фронта детонационной
волны к поверхности изделия будет равен
а = агс8Ш—,
где В — скорость детонации ВВ основного заряда; В\ — скорость
детонации ВВ инициирующего листового заряда.
При прессовании с использованием взрывного устройства,
схема которого приведена на рис. 6.7, д, контейнер с уплотняемым
материалом располагают на некотором расстоянии от массивного
основания. Такой вариант позволяет сочетать прессование взры-
вом с ударноволновым сжатием материала за счет соударения кон-
тейнера, разогнанного продуктами детонации, с массивным осно-
ванием. При этом можно использовать нагружение как по схеме
ПДВ, так и по схеме СДВ.
При прессовании с использованием взрывного устройства,
схема которого приведена на рис. 6.7, е, нагружение уплотняемого
материала осуществляется ударом пластины, разгоняемой взрывом
заряда ВВ, как по схеме СДВ, так и по схеме ПДВ. Изменяя тол-
щину метаемой пластины и скорость ее метания, можно регулиро-
вать значения давления и температуры в уплотняемом материале.
В некоторых случаях целесообразно применять двусторон-
нее прессование (рис. 6.7, ж), когда заряды ВВ располагаются с
двух сторон контейнера. Поскольку в месте встречи ударных волн
в среднем сечении контейнера происходит разрушение изделия,
то, располагая в этом месте промежуточную прокладку, за один
взрыв получают два изделия.
310

При прессовании взрывом большое влияние на качество по-
дучаемых изделий оказывают прочность и акустическая жесткость
основания взрывного устройства. Прочное и жесткое основание
создает условия для дополнительного прессования при воздейст-
вии отраженной ударной волны. Одновременно увеличивается ве-
роятность разрушения изделия в волне разрежения, возникающей
при отражении ударной волны от крышки контейнера. Более мяг-
кое основание позволяет избежать этой опасности.
6.2.2. Оценочный расчет
основных конструктивных характеристик
взрывных устройств для плоского прессования
Для получения оценочных зависимостей будем исходить из
наиболее простой модели уплотнения пористого материала, со-
гласно которой во фронте ударной волны достигается максималь-
ная плотность материала и в дальнейшем эта плотность остается
постоянной. Пусть в момент времени X координата фронта ударной
волны равна х. Тогда масса материала, сжатого ударной волной к
этому моменту времени, будет равна рх. Из несжимаемости уп-
лотненного материала следует, что он будет двигаться с некоторой
скоростью и и испытывать давление р, которые одинаковы для
всех частиц материала. Если на крышку контейнера продукты де-
тонации оказывают воздействие, характеризуемое удельным им-
пульсом /, то из закона сохранения импульса следует, что
/ = р0хи + рконт5КОнт"- (6.5)
Из (6.5) получаем зависимости массовой скорости и давления на
фронте уплотняющей ударной волны от ее координаты:
и--
Ро* "*" Ркон-Аонт
= РрЦ2 = Ро*'2
|! Ц(Ро* + РконАонт)2
(6.6)
В (6.5) и (6.6) р0 — начальная плотность порошка; рКОНт и 8КОнт —
соответственно плотность материала крышки контейнера и ее
Толщина.
311

Давление, необходимое для уплотнения порошка и связыва^
ния его частиц, зависит в первую очередь от твердости материала
порошка НУ. Примем в качестве условия уплотнения порошка не*
равенство
р>а НУ, (6.7)
где со = 1.. .2 — эмпирическая постоянная. Это условие накладыва-
ет определенные ограничения на выбор ВВ, если прессование
осуществляется контактным взрывом заряда ВВ, и на начальную
скорость пластины-ударника, если прессование осуществляется
ударом пластины. Согласно данным работ [24, 25] при нагружении
уплотняемого пористого материала по схеме СДВ (это наиболее
широко применяемая схема) давление ударной волны в пористом ма-
териале пористостью ц = 0,3...0,5 составляетр « 0,4/тц—ж (Рч—ж -—-
давление детонации в точке Чепмена — Жуге). С учетом послед-
него замечания, исходя из неравенства (6.7), получаем ограниче-
ние снизу на давление детонации:
Рч-ж^ 2,5соНУ.
Далее, подставляя в (6.7) значение давления р из (6.6), получаем
ограничение снизу на значение удельного импульса, необходимого
для уплотнения в контейнере порошка на всю толщину его слоя:
^(РконАонх+РоЯХ^СОНУ, (6.8)
МРо
где Н — толщина слоя порошка. В случае плоского заряда ВВ
удельный импульс в первом приближении можно определить с
помощью выражения [18]
' = ©АРввл/2ё> (6-9)
где к — толщина слоя ВВ; рВв — плотность заряда ВВ; () — теп-
лота взрыва; 0 — поправочный коэффициент (для оценочных рас-
четов можно принять 0 = 1). Для политропных продуктов детона-
ции известно следующее соотношение между скоростью детона-
ции и теплотой взрыва:
е=—?—> (6Л0)
^ 2(^-1)'
312

где к — показатель политропы (например, для аммонита № 6ЖВ
1с-2,5).
С учетом соотношений (6.9) и (6.10) неравенство (6.8) можно
Представить в виде, удобном для определения необходимого ко-
эффициента нагрузки гн, равного отношению массы заряда ВВ к
суммарной массе крышки контейнера и уплотняемого материала:
> л/ьЛ /црвв юНУ.
© V Ро Рч-ж'
Гн=-
(6.11)
РконАонт+Ро*
где Рч—ж =Рвв^2/(^ + ^)- Первое соотношение (6.11) для опреде-
ления гн является достаточно полным, поскольку учитывает на-
чальное состояние порошка (ц, р0, твердость материала порошка
НУ), детонационные характеристики заряда ВВ (рВв> Рч—ж, Ц),
а также толщину и плотность материала крышки контейнера.
При этом заряд ВВ должен выбираться исходя из условия
^ч-ж ^2,5соНУ.
При прессовании порошок сильно разогревается. Оценим
температуру разогрева порошка при сжатии его ударной волной,
амплитуда которой равна твердости материала порошка. Пусть
давление ударной волны равно
Изменение внутренней энергии единицы массы порошка за фрон-
том достаточно сильной ударной волны равно приобретенной ки-
нетической энергии
2 2р0
Полагая, что все приращение внутренней энергии имеет тепловую
Природу, приращение средней температуры можно определить с
Помощью зависимости
А„ АЕ юНУц
АТ =— = -,
С 2р0С
313

где С — теплоемкость материала. В соответствии с этой оценкой в
относительно слабых ударных волнах амплитудой 2...5 ГПа пр^
ращение температуры при прессовании металлических порошков
может составить несколько сотен градусов, а при прессовании вьь
сокотвердых материалов — несколько тысяч градусов. Необходи.
мо отметить, что остаточная температура после разгрузки уплот-
няемого материала не будет сильно отличаться от равновесной
температуры, достигаемой во фронте ударной волны, поскольку
адиабатическая составляющая температуры при ударноволновом
сжатии пористых материалов относительно невелика.
Здесь уместно остановиться на роли крышки контейнера.
При прессовании взрывом используют достаточно тонкие крыш-
ки. Вместе с тем следует иметь в виду, что крышка контейнера
является своеобразным аккумулятором энергии, запасая ее в
форме кинетической энергии на начальной стадии и отдавая ее на
конечной стадии, что способствует равномерной пропрессовке
изделия.
Модель прессования плоских изделий описывает только ста-
дию уплотнения пористого материала. Согласно (6.11) необходи-
мый коэффициент нагрузки гн обратно пропорционален скорости
детонации ВВ нагружающего заряда. Однако при увеличении ско-
рости детонации растет и давление ударной волны, распростра-
няющейся в пористом материале. Сообщение излишней энергии
уплотняемому материалу ведет к его переуплотнению и к увели-
чению амплитуды волны разгрузки, в которой вследствие наруше-
ния связи между частицами возможно разуплотнение материала.
При использовании высокоплотных зарядов ВВ часто вообще не
удается получить отпрессованное изделие — оно разрушается в
волнах разгрузки. Таким образом, для каждого типа уплотняемого
материала существует оптимальная плотность заряда ВВ, обеспе-
чивающая максимальную плотность получаемого изделия.
В заключение приведем эмпирическую зависимость плотно-
сти р (г/см3) изделий из титановой губки ТГ-120 от некоторых
конструктивных характеристик взрывного устройства [13]. Для
прессования взрывом заготовок размерами (в мм) 35 х 80 х Н(Н-^
высота заготовки, мм) использовали заряды, изготовленные из
смеси аммонита № 6ЖВ с аммиачной селитрой. Плотность полУ'
ченных изделий составила
314

р = 0,745 + 0,7588Л + 0,3218# - 0,065АН + 0,724а -
- 0,00055а2 - 0,00727аЯ + 0,000065а2#,
где А = Н/Н\ к — высота заряда ВВ, мм; а — содержание аммо-
нита в смеси, %.
6.3. Изготовление осесимметричных изделий
из пористых материалов
прессованием взрывом
6.3.1. Схемы взрывных устройств
Схема взрывного устройства, используемого для получения
сплошных цилиндрических изделий, представлена на рис. 6.8, а.
Уплотняемый материал 6 помещается в контейнер 5, в качестве
которого могут быть использованы металлические трубы. Заряд
ВВ 7 располагается концентрично вокруг контейнера и иницииру-
ется детонатором 1 из точки, лежащей на оси симметрии устройст-
ва. Защитный конус 4 препятствует прониканию продуктов дето-
нации внутрь уплотняемого материала. Для получения трубчатых
изделий по оси взрывного устройства размещают сердечник, в ка-
честве которого используют сплошной металлический цилиндр
или трубку, заполненную водой или песком (рис. 6.8, б).
а б
Рис. 6.8. Схемы взрывных устройств, используемых для получения осе-
Симметричных изделий:
° "Т сплошных цилиндрических; б — трубчатых; 1 — детонатор; 2 - пенопласто-
вой дИск; з — слой зв листового заряда; 4 — защитный конус; 5 — контейнер;
""-~ Уплотняемый материал; 7 — заряд ВВ; 8 — сердечник; 9 — пробка
315

Из опытов следует, что качество получаемых цилиндру
ских изделий в значительной степени зависит от симметричности
фронта детонационной волны, распространяющейся в заряде Вв
Несимметричность фронта детонационной волны приводит к не^
равномерности нагружения и уплотнения порошкообразного мате,
риала, к различию свойств уплотненного материала по сечению
изделия. Поэтому система возбуждения детонации должна обеспе-
чивать осевую симметрию фронта детонационной волны. Это дос~
тигается или с помощью детонационных волновых генераторов
или специальной конструкцией заряда.
6.3.2. Формы сходящихся ударных волн
при осесимметричном прессовании взрывом
При осесимметричном прессовании взрывом в уплотняемом
материале распространяются сходящиеся ударные волны [3, 6, 20]
(рис. 6.9). Известно, что в идеальных средах в процессе схождения
ударной волны к оси симметрии (или к центру изделия) ее ампли-
туда неограниченно возрастает. Это явление называют кумуляцией
ударной волны [8, 18]. Порошкообразный материал далек от иде-
альности — уплотнение порошка сопровождается большой дисси-
пацией энергии, что ведет к интенсивному затуханию ударной
волны вплоть до потери ею способности уплотнять порошок. Та-
ким образом, изменение амплитуды ударной волны при ее схож-
дении к оси симметрии определяется двумя противоположными
процессами: 1) возрастанием амплитуды ударной волны вследст-
вие ее кумуляции; 2) диссипативным затуханием ударной волны.
Если диссипативные процессы превалируют над кумулятивными,
то наблюдается сильное затухание ударной волны и материал в
центральной области изделия остается неуплотненным (рис. 6.9, а).
Если же кумулятивные процессы превалируют над диссипативны-
ми, то наблюдается ускорение ударной волны в процессе ее схож-
дения к оси симметрии и формируется маховская ударная волна
(рис. 6.9, в). Давление за фронтом маховской ударной волны мо-
жет существенно превышать давление за фронтом сходящейся
ударной волны, в результате чего материал вдоль оси симметрии
оказывается переуплотненным и даже расплавленным. При ра3'
грузке материал в интенсивно сжатой области разрыхляется, р^с'
трескивается или разрушается.
316

Рис. 6.9. Формы сходящихся ударных
волн при осесимметричном прессовании
взрывом:
а — сильное затухание ударной волны; б —
уплотнение материала стационарной кони-
ческой ударной волной; в — уплотнение
материала ускоряющейся ударной волной и
формирование маховской ударной волны;
1 — исходный пористый материал; 2 — уп-
лотненный материал; 3 — переуплотненный
материал и трещины в центральной области
изделия; УВ — уплотняющая ударная волна;
УВМ — маховская ударная волна
При взаимной компенсации кумулятивных и диссипативных
процессов уплотнение материала осуществляется в стационарном
Режиме конической ударной волной, движущейся с постоянной
скоростью и имеющей одинаковое давление за фронтом (рис. 6.9, б).
Именно этот режим способен обеспечить однообразие свойств ма-
териала по сечению изделия. Ясно, что формы ударных волн, рас-
пРостраняющихся в уплотняемом материале, определяются не
только свойствами материала, но и массой и плотностью заряда
^Ь, а также скоростью детонации ВВ. При малом коэффициенте
**агрузки и небольшом давлении детонации реализуется слабое
УДарноволновое сжатие уплотняемого материала. Вследствие за-
317

тухания ударной волны в центральной области изделия материал
остается неуплотненным. Если для прессования используется
слишком большой заряд ВВ или ВВ с высокой скоростью детона-
ции, то реализуется сильное ударноволновое сжатие уплотняемого
материала и формируется маховская ударная волна, в результате
чего материал в центральной области изделия разрушается. Более
того, использование мощных ВВ с высокой скоростью детонации,
как правило, приводит к разрушению всего изделия в волнах раз-
грузки. Нужно помнить, что с увеличением амплитуды нагру-
жающих ударных волн возрастает и амплитуда волн разгрузки,
взаимодействие которых при схождении к оси симметрии может
привести к разрушению отпрессованного изделия.
Удовлетворительного результата удается достичь, когда
масса заряда ВВ и параметры детонации таковы, что в уплотняе-
мом материале образуется ударная волна с коническим фронтом.
Р. Прюммер [15] предложил для получения максимально плотных
изделий без внутренних дефектов использовать эмпирический
критерий выбора скорости детонации ВВ в виде
V Рвв
Поскольку давление детонации рч_ж =РВв^2/4> получаем, что в
заряде ВВ, соответствующем критерию Прюммера, давление де-
тонации примерно равно твердости уплотняемого материала:
Рч—ж~1>2НУ. Давление ударной волны, возникающей при на-
гружении металлических порошков скользящей детонационной
волной, составляет р «0,4/?ч_ж [25]. Тогда из критерия Прюмме-
ра следует соотношение между давлением детонации, давлением
ударной волны и твердостью уплотняемого материала:
/> = 0,4рч_ж=0,48НУ.
Критерий Прюммера имеет технологический характер, поскольку
он получен для осесимметричного прессования взрывом и означа-
ет, что прессование осуществляется без маховского взаимодейст-
вия ударных волн на оси контейнера и готовое изделие не имеет
дефектов и равномерно пропрессовано. Необходимо отметить, что
в этом случае реализуется квазистатический режим прессования
318

/р < НУ) и поэтому невозможно получить изделие, прочность ко-
торого была бы сравнима с прочностью сплошного материала. Со-
ответствующие экспериментальные данные об осесимметричном
прессовании взрывом различных порошкообразных материалов
приведены в табл. 6.2 [15].
Таблица 6.2
Значения характеристик материалов, спрессованных взрывом
Материал
[Вольфрам
Алюминий
[Железо
Сталь+
+ИС 50/50
А1203
2г02
в4с
Сталь ле-
[гированная
Средний
размер
частиц
порошка,
мкм
2...10
10...110
10...2000
1
3
5
3
3
1...90
1...300
3...1000
Максимальная
плотность
материала
Ртах. Г/СМ3
19,3
2,7
2,7
7,86
6,55
3,94
5,4
3,18
2,51
2,51
8,0
Плотность
утряски
г/см3
8,76
1,54
1,59
3,45
3,65
2,32
2,85
1,66
1,56
1,75
6,11
%Ртах
45,6
57
59
44
55,8
59
53
52,33
62,4
70
76,4
Плотность
изделия
г/см3
18,8
2,708
2,69
7,76
6,26
3,75
5,3
3,06
2,45
2,50
7,95
%
Ртах
97,4
99,9
99,8
98,7
95,6
95,5
98
96,3
97,7
99,6
99,4
Появление трещин в отпрессованном изделии из высоко-
твердого малопластичного материала возможно не только в волнах
разгрузки, но и при деформировании уже уплотненной части мате-
риала во время действия сжимающих напряжений. Так, материал,
Уплотненный в цилиндрическом контейнере ударной волной, про-
должая двигаться в радиальном направлении, может испытать ло-
кализованный сдвиг по траекториям максимальных касательных
Спряжений, которые ориентируются примерно под углом 45° к
Радиальному направлению [4, 11, 15, 17].
В работе [13] приведены некоторые экспериментальные
Данные об изготовлении прессованием взрывом цилиндрических
ИзДелий из губки и порошка титана с частицами размером 2...5 мм.
319

В качестве контейнера в экспериментах применяли стандартные
стальные трубы. Для уплотнения использовали заряды плотностью
0,85 кг/м3, изготовленные из смеси аммиачной селитры с 3...8 о/
ТНТ. Толщина слоя ВВ достигала 70...80 мм. При толщине слоя
ВВ 80 мм в изделии образовывалась осевая полость диаметром
1...3 мм, при уменьшении толщины слоя ВВ до 70 мм полость не
образовывалась. Средняя относительная плотность получающихся
изделий изменялась в пределах 90...94 %. Данные экспериментов
были подвергнуты регрессионному анализу. В результате для из-
делий была получена зависимость их плотности от некоторых кон-
структивных характеристик взрывного устройства:
ризд = 3,558 + 0,00273</ - 0,4-^- + 0,344/,
Рспл
где ризд — плотность изделия, г/см3; с1 — диаметр изделия, мм;
ро — начальная плотность порошка или губки; рспл — плотность
сплошного титана; / — отношение толщины слоя ВВ к радиусу
изделия. К сожалению, в эту зависимость не вошли характеристи-
ки контейнера.
6.3.3. Оценочный расчет
основных конструктивных характеристик
взрывных устройств для осесимметричного прессования
Основной задачей проектирования взрывного устройства для
осесимметричного прессования является определение коэффици-
ента нагрузки, толщины стенки контейнера и детонационных ха-
рактеристик заряда ВВ, обеспечивающих уплотнение порошкооб-
разного материала в стационарном режиме конической ударной
волной давлением, достаточным для связывания частиц материала.
В полном объеме рассматриваемая задача является довольно
сложной двумерной нестационарной задачей динамики прочных
сжимаемых гетерогенных сред. Для инженерных целей ее обычно
решают в одномерном приближении, раскладывая процесс дву-
мерного сжатия на процесс нестационарного радиального сжатия и
процесс стационарного перемещения вдоль оси симметрии каждой
точки фронта сходящейся ударной волны с постоянной скоростью,
равной скорости детонации. Дальнейшее упрощение задачи состо-
ит в использовании простой модели ударноволнового сжатия по-
320

ристых материалов, рассмотренной ранее. Именно этот подход
использовал автор работы [10], разработавший достаточно про-
стую модель прессования порошка в цилиндрическом контейнере,
учитывающую прочность контейнера и прочность спрессованной
части изделия. Поскольку эта модель может быть использована
для приближенного определения конструктивных характеристик
взрывных устройств, предназначенных для осесимметричного
прессования, рассмотрим ее подробнее.
Основой модели является задача о нагружении давлением р
продуктов детонации ВВ порошкообразного материала начальной
плотностью р0, находящегося в цилиндрическом контейнере с на-
чальными радиусами Кнр0 (наружным) и К0 (внутренним) (рис. 6.10).
Несжимаемый материал, из которого изготовлен контейнер, имеет
плотность рКОнт и постоянный предел текучести ать Уплотняемый
материал перед фронтом ударной волны не обладает прочностью.
За фронтом ударной волны этот материал приобретает состояние,
характеризуемое плотностью рупл и пределом текучести ат2, со-
храняющими постоянные значения в течение всего процесса уп-
лотнения. Уравнения движения и несжимаемости для рассматри-
ваемого случая имеют вид
(дь дьЛ За (аг-<*Ф)
р — + у— =—^ + л —•
[д( г ) дг
дг
(6.12)
где у — массовая скорость; г —
радиальная координата рассмат-
риваемой точки; р — плотность
материала контейнера или уп-
лотненного порошка; / — время;
а* аф — компоненты тензора
напряжений в цилиндрической
системе координат. Для материа-
ла контейнера и уплотненного
Порошка используется условие
текучести в виде аг-ац>=ат1,
Де от/ — предел текучести ма-
= 0,
И^
1483
Рис. 6.10. К постановке задачи об
осесимметричном прессовании
взрывом:
1 — контейнер; 2 — уплотненный
материал; 3 — фронт ударной волны;
4 — неуплотненный порошкообраз-
ный материал
321

териала контейнера (/ = 1) или уплотненного порошка (/ = 2). Ин-
тегрирование уравнения несжимаемости дает следующее соотно-
шение:
ы = ДО = ДнрДнр = КК = цгувгУв, (6.13)
где ц — пористость; Кнр и К — текущие значения наружного и
внутреннего радиусов контейнера; гув = гув(0 — радиус фронта
ударной волны; точкой обозначено дифференцирование по време-
ни. Пользуясь интегралом (6.13), определим производные массо-
вой скорости:
дь
д(
дь
дг
Г
/
г2
цгувгув +
г
Н^ув^ув
г2
Р*УВ.
5
Подставим полученные производные массовой скорости в уравне-
ние движения, затем, используя условие текучести, исключим из
него эти производные и найдем плотность уплотненного порошка
= ^_^1. (6.14)
дг г
'упл
^гув^ув + Н»*ув (^ув'Ув)
?
Чтобы избавиться от производной радиального напряжения
по координате, проинтегрируем уравнение (6.14) по координате по
всей области движения г е (гув, Кнр% учитывая граничные условия
сгг(гув) = ~Ро111/ув' агСЯНр) = ~Р(0 И непрерывность напряжения сг
на границе раздела уплотненного порошка и контейнера при г = К.
В результате получим дифференциальное уравнение для радиуса
фронта ударной волны и соотношение для определения распределе-
ния напряжения по радиусу в различные моменты времени:
.. _Ро^(1-Г-К)+8-р(1)
ГУВ~
Ро^ув^
• \ «2 ••• «2 м V л V МАт
-аДг,0 = Р0|^ув -РуплМОув'уВ + >Ув)1п + СТт21п + Руш,-ГЁ
% ( ;^
1__У§.
, г2 ,
\ г '
(6.15)
322

где
Р =
Рконт |п "Р ! Рупл |^ ^ .
Ро к Ро
*нр . /?
'УВ
5 = ат,1п
+ стт21п—;
Л гув
К =
^УВ
/
Ро
1
А
к2
упл
Ро
К2
ЛУВУ
ЛнР=Кро-^о+^ув) ;
К = (к20-11К2о+\1г^)У2.
Для моделирования процесса уплотнения порошка, содер-
жащегося в контейнере, необходимо задаться зависимостью
давления р, действующего на наружную стенку контейнера, от
времени и Обычно функцию /?(/) аппроксимируют либо линейной
зависимостью р(() = Ро
1- —
2т
, либо экспоненциальной зависи-
мостью /?(7) = /?оехР — • Для обеих зависимостей удельный им-
пульс давления / = \р(1)с11 будет равен / = р0т. Постоянную вре-
мени т определяют из закона сохранения импульса применительно
к метанию пластин при скользящей детонации слоя ВВ:
1 ~ Ро^ = РконАонт^конт»
т _ РконАонАонх
Ро
соответственно толщина стенки контейнера и
где 5К0НТ и Цкот
скорость ее метания. В качестве начального давления ро обычно
используют давление детонации рц—ж- Скорость метания стенки
контейнера можно определить с помощью какой-либо подходящей
зависимости, например такой:
г„ +2
к2-\
ц*
323

Окончательно имеем следующую зависимость постоянной време-
ни т от коэффициента нагрузки и детонационных характеристик
заряда ВВ:
с»
Рконт°к
Рвв^
гн+2
3(* + 1)
к-\
Для различных конструктивных характеристик взрывного
устройства, детонационных характеристик заряда ВВ, свойств по-
рошка и характеристик материала контейнера численное интегри-
рование первого уравнения системы (6.15) позволяет рассчитывать
зависимости скорости ударной волны от радиуса ее фронта. Полу-
чаемые при этом типичные кривые приведены на рис. 6.11. Сла-
бому ударноволновому сжатию уплотняемого материала (в цен-
тральной области изделия материал остается неуплотненным) со-
ответствует затухание ударной волны по мере схождения ее к оси
симметрии. Сильному ударно-
волновому сжатию (в централь-
ной области изделия материал
переуплотнен и вследствие это-
го содержит дефекты) соответ-
ствует неограниченный рост
волновой скорости по мере
схождения ударной волны к оси
симметрии. Стационарному ре-
жиму уплотнения, при котором
свойства уплотненного мате-
риала по всему сечению изделия
примерно одинаковые, соответ-
ствует ударноволновое сжатие с
постоянной скоростью фронта
ударной волны. Целью расчетов
является определение такого
сочетания конструктивных ха-
рактеристик взрывного устрой-
ства, при котором реализуется
стационарный режим уплотне-
ния, т. е. скорость фронта удар'
ной волны остается практиче-
ски постоянной до достижения
Рис. 6.11. Зависимости скорости
ударной волны от радиуса ее
фронта:
/ — быстрое затухание ударной волны
(мал коэффициент нагрузки, слишком
массивный и прочный контейнер); 2,
3 — затухание или ускорение ударной
волны в непосредственной близости от
оси симметрии (конструктивные ха-
рактеристики взрывного устройства
соответствуют области между кривы-
ми 2 и 3); 4 — интенсивное ускорение
ударной волны (велик коэффициент
нагрузки, слишком легкий и мало-
прочный контейнер)
324

0си контейнера. В окрестности оси контейнера она может либо
возрастать, либо убывать. Подходящие конструктивные характе-
ристики взрывного устройства определяются путем серии расчетов.
6.4. Динамическое дробление
рабочих элементов инструментов
из твердосплавных материалов
В настоящее время методами порошковой металлургии в ог-
ромных объемах производятся различные изделия из металлоке-
рамических твердых сплавов на основе карбидов тугоплавких ме-
таллов, в основном карбида вольфрама \\^С и карбида титана Т1С,
и металлов железной группы — кобальта Со и никеля №. Эти из-
делия представляют собой инструменты для обработки металлов
резанием и давлением, инструменты для бурения и др.
Изношенные, вышедшие из строя инструменты подлежат
утилизации. Для повторного использования твердосплавных мате-
риалов, из которых изготовлены эти изделия (пластины, наконеч-
ники, фильеры и др.), требуется их дробление и измельчение. Од-
нако применение механических технологий измельчения в различ-
ного рода мельницах (шаровых, планетарных, вибрационных и др.)
и в дробильных машинах эффективно, если начальный размер час-
тиц не превышает 1 мм. Необходимо отметить также, что допус-
тимая твердость перерабатываемых материалов определяется
твердостью размольных поверхностей и размалывающих тел. Рас-
сматриваемые металлокерамические сплавы обладают достаточно
высокой твердостью (НКА -90), что накладывает дополнительное
ограничение на использование традиционных технологий измель-
чения. Выходом из создавшегося положения могут явиться взрыв-
ные технологии дробления рабочих элементов твердосплавного
режущего инструмента [12, 14]. Для дробления различных элемен-
тов из твердых сплавов можно использовать рассмотренные ранее
технологические взрывные устройства, предназначенные для
прессования пористых материалов.
Высокотвердые материалы, как правило, отличаются хруп-
костью — разрушение таких материалов, сопровождающееся об-
разованием новых свободных поверхностей, происходит без за-
Метного пластического деформирования. Если хрупкое тело объе-
325

мом V разрушается на п кубических фрагментов с характерным
размером каждого /, то суммарная площадь ^ вновь образованных
поверхностей равна & = 6и/2, количество фрагментов п = К//3.
Пусть для образования единицы поверхности твердого тела необ-
ходима энергия у (поверхностная энергия разрушения). Тогда
суммарная энергия разрушения тела на п фрагментов будет равна
В случае плоского деформированного состояния поверхно-
стная энергия разрушения связана с коэффициентом трещиностой-
кости материала К\ соотношением
2Е '
где Е — модуль Юнга; V — коэффициент Пуассона. Необходимо
отметить, что коэффициент К\ определяет трещиностойкость ма-
териала в условиях статического нагружения. Влияние коэффици-
ента К\ на динамическое разрушение еще только исследуется. В
соответствии с энергетической концепцией разрушения [16] в раз-
рушаемом элементе в процессе нагружения должен быть создан
запас упругой (^упр) и локальной кинетической (ЙГКин) энергий,
достаточный для прохождения системы трещин: 7Г +^Кин ^ Щ-
При скорости деформаций до 104 с"1 основную роль в разрушении
играет упругая энергия и условие разрушения принимает вид
^упр^^1- В случае сложного напряженного состояния макси-
мальная упругая энергия, которая может быть запасена в упруго-
хрупком твердом теле, равна
У1ф ТН.Д.С ~р 9
где \|/н.д.с — коэффициент, примерно равный единице, зависящий
от вида напряженно-деформированного состояния и коэффициента
Пуассона; аупр — предел упругости разрушаемого материала.
Приравнивая значения ^ и *Гупр, получаем соотношение для оп-
ределения среднего размера фрагмента, образующегося при раз-
рушении [16]:
326

Ун.д.саупр
Поскольку твердые материалы обладают высокой прочно-
стью на сжатие (до 10 ГПа), то уровень давления, необходимый
для их динамического разрушения, может быть достигнут только
при нагружении взрывом. Для защиты разрушаемого материала от
воздействия продуктов детонации и с целью предотвращения раз-
броса образующихся фрагментов разрушаемые твердосплавные
элементы помещаются в замкнутый прочный контейнер. Закрытие
пор и зазоров между отдельными элементами в процессе динами-
ческого уплотнения сопровождается их разрушением (дроблением).
Возможность создания взрывной технологии дробления ра-
бочих элементов режущего инструмента подтверждена экспери-
ментально [2]. Эксперименты проводились с изношенным и при-
шедшим в негодность режущим инструментом из вольфрамоко-
бальтовых, титановольфрамокобальтовых и титанотанталоволь-
фрамокобальтовых твердых сплавов. В среднем 30 % выхода
составила фракция с частицами размером / < 0,1 мм, 50 % — фрак-
ция с частицами размером / < 1 мм. Сплошность стенок контейнера
не нарушилась. Разогрев контейнера достигал примерно 200 °С.
Применение технологии дробления взрывом представляет зна-
чительный практический интерес для производства микропорошков
алмаза и других сверхтвердых материалов, используемых для преци-
зионного полирования различных поверхностей в электронной, опти-
ческой и других отраслях промышленности. Имеющиеся микропо-
рошки не всегда удовлетворяют потребителей по дисперсности,
наличию игольчатых и пластинчатых кристаллов, создающих недо-
пустимые дефекты на обрабатываемых поверхностях.
Для дробления алмазных порошков могут быть использова-
ны рассмотренные ранее взрывные устройства с неразрушаемыми
плоскими или цилиндрическими контейнерами. В работе [5] опи-
сана специальная взрывная камера, созданная для дробления взры-
вом порошков алмазов и керамических материалов. Схема этой
камеры приведена на рис. 6.12. Внутри прочного корпуса взрыв-
ай камеры из коррозионно-стойкой стали между двумя массив-
ными стальными полуцилиндрами устанавливаются два одинако-
вых неразрушаемых плоских контейнера из прочной стали, запол-
ненных алмазным порошком, предназначенным для дробления.
327

Рис. 6.12. Схема взрывной камеры для дробления алмазов:
1 — корпус камеры; 2 — полуцилиндры поддержки; 3 — контейнеры с алмазным
порошком; 4 — слой ВВ (гексогена); 5 — стальные пластины
Толщина слоя порошка составляет около 5 мм. Между контейне-
рами по оси камеры размещается плоский заряд, изготовленный из
порошкообразного гексогена, ограниченный стальными пластина-
ми толщиной 0,8... 1,5 мм. Толщина слоя ВВ может изменяться в
пределах 1...3 мм. Воздействие на контейнеры с алмазным порош-
ком осуществляется стальными пластинами, движение которых
ускоряется под действием продуктов детонации. Интенсивность
воздействия пластин регулируется путем изменения их толщин и
толщины слоя ВВ. При малой скорости стальных пластин разру-
шаются только непрочные частицы алмазного порошка. При уве-
личении скорости стальных пластин дробятся практически все
кристаллы, а при скорости более 1,5 км/с начинается графитизация
алмаза. Эксперименты показали, что дробление взрывом резко
увеличивает содержание наиболее дефицитных мелких фракций
хорошего качества. Результаты гранулометрического анализа ал-
мазных порошков, полученных при дроблении взрывом порошков
двух партий, приведены в табл. 6.3 [5].
Для реализации режима дробления алмазных порошков не-
обходимо предотвратить установление связей между частицами,
образующимися в процессе дробления. Поскольку установление
связей между частицами сверхтвердых материалов протекает по
328

механизму взрывного жидкофазного спекания, то ударноволновое
сжатие порошка не должно приводить к плавлению поверхност-
ных слоев частиц порошка. Если же плавления избежать не удает-
ся, то длительность ударного импульса должна быть меньше вре-
мени кристаллизации возникающего расплава, с тем чтобы в волне
разгрузки происходило разрушение образовавшихся при сжатии
конгломератов.
Таблица 6.3
Результаты гранулометрического анализа алмазных порошков,
полученных при дроблении взрывом
Состояние
порошка
Начальное
После дробле-
ния:
однократного
двукратного
:
Начальное
После одно-
кратного дроб-
ления
Средний
размер час-
тиц порошка,
мкм
Партия порошк
43,5
6,9
1,0
Партия порошк
68,7
3,3
Содержание мелких фракций, %
<2 мкм
<6 мкм
< 10 мкм
а № 3 (15 000 карат)
0,5
31,6
71,8
1,0
47,8
88,7
1,0
55,3
91,7
а № 4 (25 000 карат)
0,5
42,5
1,3
60,7
1,7
71,4
В заключение необходимо упомянуть об изменении свойств
порошкообразных материалов при их ударноволновом нагруже-
нии. Во-первых, активируется процесс спекания изделий, полу-
ченных прессованием взрывом. В отличие от изделий, полученных
статическим прессованием, усадка изделий при спекании протека-
ет за малые времена и при меньших температурах. Во-вторых,
Ударноволновое нагружение микропорошков сверхтвердых мате-
риалов статического синтеза позволяет получать из них при спека-
нии под давлением поликристаллы повышенной прочности по
сРавнению с природными монокристаллами и известными синте-
тическими поликристаллами [19]. Отмеченные эффекты обычно
Связывают с увеличением концентрации дефектов кристалличе-
сКой решетки, особенно в поверхностных слоях частиц.
329

Следует также отметить, что при дроблении твердых спла-
вов взрывом на заключительной стадии возможно использование
шаровых мельниц, а при компактировании взрывом — обычных
прессов для предварительного прессования пористого материала.
Список литературы
1. Аттетков А.В., Власова Л.К, Селиванов В.В., Соловьев В.С Локаль-
ный разогрев материала в окрестности поры при ее схлопывании //
ПМТФ. 1984. №2.
2. Воронцова О.С, Гладцинов А.В. Динамическое разрушение элемен-
тов из твердых сплавов // Проблемы прочности. 1996. № 5.
3. Высокоскоростное взаимодействие тел / В.М. Фомин, А.И. Гулидов,
Г.А. Сапожников и др. Новосибирск: Изд-во СО РАН, 1999.
4. Горобцов ВТ. Методы консолидации аморфных порошков и свойства
материалов на их основе // Итоги науки и техники. Порошковая ме-
таллургия. Т. 5. М: ВИНИТИ, 1991.
5. Даниленко В.В. Синтез и спекание алмаза взрывом. М.: Энергоатом-
издат, 2003.
6. Дерибас А.А., Ставер А.М. Ударное сжатие пористых цилиндриче-
ских тел // ФГВ. 1974. № 4.
7. Дунин С.З., Сурков В.В. Динамика закрытия поры во фронте ударной
волны // ПММ. 1979. Т. 43, № 3.
8. Зельдович Я.Б., Райзер ЮЛ. Физика ударных волн и высокотемпера-
турных гидродинамических явлений. М.: Наука, 1966.
9. Кузьмин Г.Е., Пай В.В., Яковлев КВ. Экспериментально-аналитичес-
кие методы в задачах динамического нагружения материалов. Ново-
сибирск: Изд-во СО РАН, 2002.
10. Матыцин А.И. Анализ процесса компактирования порошка в цилинд-
рическом контейнере на основе простой модели // ПМТФ. 1988. № 1.
11. Нестеренко В.Ф. Импульсное нагружение гетерогенных материалов.
Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1992.
12. Новиков СА. Полезные взрывы. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2000.
13. Обработка металлов взрывом / А.В. Крупин, В.Я. Соловьев, Г.С. По-
пов, М.Р. Кръстев. М.: Металлургия, 1991.
14. Пат. 2042474 РФ, МКИ В 22 Р9/04. Способ предварительной перера-
ботки твердых сплавов и устройство для его осуществления /
О.С. Воронцова, А.В. Гладцинов, А.П. Погорелов // Изобретения.
1994. №24.
15. Прюммер Р. Обработка порошкообразных материалов взрывом: Пер-
с нем. М.: Мир, 1990.
330

\6. Разрушение разномасштабных объектов при взрыве / Под ред.
А.Г. Иванова. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2001.
17. Роман О.В., Горобцов ВТ. Импульсное нагружение порошковых ма-
териалов // Актуальные проблемы порошковой металлургии / Под
ред. О.В. Романа. М.: Металлургия, 1990.
18. Станюкович К.П. Неустановившиеся движения сплошной среды. М.:
Наука, 1971.
19. Таций В.Ф., Ананьин А.В., Дремин А.Н., Жуков А.Н. Воздействие
ударных волн на тугоплавкие и сверхтвердые материалы. Свойства и
спекаемость // V Харитоновские тематические научные чтения «Ве-
щества, материалы и конструкции при интенсивных динамических
воздействиях». Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2003.
20. Трунин Р.Ф., Симаков Г.В., Сутулое Ю.Н. и др. Сжимаемость порис-
тых металлов в ударных волнах // Свойства конденсированных ве-
ществ при высоких давлениях и температурах. Саров: ВНИИЭФ,
1992.
21. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 2.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
22. Хасаинов Б.А., Борисов А.А., Ермолаев Б.С., Короткое А.И. Вязко-
пластический механизм образования горячих точек в твердых гетеро-
генных ВВ // Детонация. Вып. 2. Черноголовка: ОИХФ АН СССР,
1981.
23. Херрманн В. Определяющие уравнения уплотняющихся пористых
материалов // Проблемы теории пластичности: Пер. с англ. М: Мир,
1976.
24. Штерцер А.А. Влияние состояния поверхности частиц на их консо-
лидацию при взрывном компактировании порошковых и гранульных
материалов // ФГВ. 1993. № 6.
25. Штерцер А.А. О передаче давления в пористые среды при взрывном
нагружении // ФГВ. 1988. № 5.
26. Сагго1 М.М., Но1( А.С. 81айс ап<1 ёупагшс роге-соПарзе ге1а1юп8 Гог
сшсШе рогош та1епа18 //3. Арр1. РЬуз. 1972. V. 43. Р. 1626—1635.

Глава 7
Динамический синтез сверхтвердых материалов
7.1. Ударноволновой синтез сверхтвердых материалов
7.1.1. Свойства сверхтвердых материалов и их применение
К сверхтвердым материалам принято относить материалы,
твердость которых превышает 30...40 ГПа — диапазон значений
твердости, характерный для карбидов тугоплавких металлов. Ос-
новными представителями сверхтвердых материалов являются при-
родные и искусственные алмазы, синтетический алмазоподобный
кубический нитрид бора и различные композиции на их основе.
Рассмотрим вначале некоторые свойства алмазов и их применение.
Алмаз и графит являются полиморфными кристаллическими
модификациями одного и того же химического элемента — угле-
рода, имеющего на внешней электронной оболочке четыре элек-
трона. Графит имеет гексагональную слоистую решетку с расстоя-
нием между слоями 0,339 нм и расстоянием между атомами в слое
0,142 нм. Каждый атом углерода в слое ковалентно связан с тремя
другими; между слоями связь слабая. Большое расстояние между
слоями делает графит мягким и рыхлым минералом — слои легко
скользят и отделяются друг от друга; плотность графита в 1,5 раза
меньше плотности алмаза; наличие относительно свободного элек-
трона в каждом атоме делает графит хорошим проводником элек-
трического тока.
Алмаз обладает гранецентрированной кубической решеткой,
внутри которой расположены еще четыре атома углерода в цен-
трах четырех из восьми кубов, образованных делением элементар-
ной ячейки тремя взаимно перпендикулярными плоскостями (ал^
мазная кубическая решетка). Сторона элементарной кубической
332

решетки равна 0,3567 нм, а кратчайшее расстояние между атома-
ми — 0,154 нм. В алмазной кубической решетке каждый атом уг-
лерода связан с четырьмя другими сильной ковалентной связью,
которая обеспечивает исключительно высокую твердость алмаза
(НУ « 100 ГПа) и электрическую прочность Епрочн = 2,2 • 107 В/см.
Так как атомы углерода в алмазной кубической решетке упакова-
ны очень плотно, алмаз имеет высокую плотность (3,52 г/см3).
Вследствие отсутствия свободных электронов алмаз является ди-
электриком. Алмаз обладает также наибольшей среди твердых тел
теплопроводностью (20 Вт/(см • К)). С точки зрения физической
химии в обычных условиях алмаз является метастабильной фазой
высокого давления углерода.
Уникальные свойства алмаза с незапамятных времен сдела-
ли его одним из самых известных материалов на Земле. Хорошо
известна ювелирная ценность ограненных монокристаллов алмаза —
бриллиантов. Менее известным, но несравненно более важным
является использование алмазов в различных отраслях промыш-
ленности. Основная область применения алмазов — это изготов-
ление режущего и абразивного инструментов для обрабатывающей
и горнодобывающей отраслей промышленности. Абразивные ал-
мазные порошки вводят в состав шлифовальных кругов; их нано-
сят на дисковые пилы, напильники, режущие кромки лезвийного
инструмента — фрезы, сверла, резца, буровой коронки и т. п.
Шлифовальные и полировальные алмазные микропорошки ис-
пользуют для высокоточного шлифования и полирования поверх-
ностей различных изделий оптической, радиоэлектронной и юве-
лирной отраслей промышленности. Алмазные фильеры и волоки
применяют для протягивания тонкой проволоки, например вольф-
рамовых нитей накаливания электроламп. Алмазы незаменимы как
Детали электронных приборов, работающих в экстремальных ус-
ловиях: при низких и высоких температурах, в сильных электро-
магнитных полях, в потоках ионизирующего излучения, в агрес-
сивных средах и т. п. В частности, алмазы широко используются
как детекторы ядерных излучений, работающие при облучении
Нейтронными потоками, полупроводники, теплоотводы в электрон-
ных устройствах.
К сожалению, алмаз очень редко встречается в природе. Его
с°Держание в богатых алмазосодержащих породах составляет все-
г° 2,0...4,5 карата на 1 т породы (1 карат = 0,2 г) [10, 18, 24, 31].
333

Поэтому для удовлетворения все возрастающей потребности раз.
личных отраслей промышленности в алмазах во второй половине
XX в. после многочисленных неудачных попыток были разработа-
ны промышленные технологии производства искусственных алма-
зов и других сверхтвердых материалов [10, 18, 24, 31]. Основой
этих технологий является фазовый переход графита в алмаз под
действием высокого давления. Для обеспечения заметной скорости
фазового перехода графита в алмаз необходимо одновременно с
приложением давления р » 10 ГПа нагревать графит до достаточно
высокой температуры: Т«2000 К [18, 24]. Синтез искусственных
алмазов впервые был осуществлен в Швеции в 1953 г., в США в
1954 г., в СССР в 1959 г.
р, ГПа
1000 2000 3000 4000 Г, К
Рис. 7.1. Фазовая диаграмма со-
стояния углерода при высоких
давлениях и температурах:
7 и 2 — линии равновесия между
фазами с положительным (7) и отри-
цательным (2) наклоном кривых
плавления алмаза; 3 — изоэнтропа
расширения продуктов детонации
ТГ 36/64; параметры детонации: 4 —
ТНТ, рвв = 1»6 г/см3; 5 — гексоген,
рвв = 1,8 г/см3; 6 — ТГ 36/64, рвв =
= 1,71 г/см3; 7 — БТФ, рвв =
= 1,76 г/см3; заштрихованная область
соответствует параметрам детонации
в точке Чепмена — Жуге для ВВ,
обычно используемых для детонаци-
онного синтеза алмазов; фазовый
состав: область I — графит + мета-
стабильный алмаз; II — алмаз + ме-
тастабильный алмаз; III — алмаз;
IV — жидкий углерод
334
В настоящее время алмазы
синтезируют в аппаратах высо-
кого давления с применением
различных технологий [31], па-
раметры которых определяются
фазовой диаграммой состояния
углерода в координатах (р, Г),
приведенной на рис. 7.1. Линия
равновесия между монокри-
стальным графитом и алмазом
установлена с достаточной точ-
ностью. Ее уравнение при
2,0 < р < 12,5 ГПа можно при-
ближенно представить в виде р =
= 2,7Г + 600 (р — в МПа, Г—
в К). Что касается линии равно-
весия между твердой и жидкой
фазами алмаза, то долгое время
считалось, что в тройной точке
(р = 12,5 ГПа, Г= 4100...4200 К)
она имеет отрицательный наклон
(линия 2 на рис. 7.1). В совре-
менных работах возобладала
противоположная точка зрения —
жидкий углерод в области, гра~
ничащей с кристаллическим ал-
мазом, имеет меньшую плот-

ность и кривая плавления имеет положительный наклон, равный
Ю... 20 К/ГПа (линия 1 на рис. 7.1), а координаты тройной точки
равны:/? = 13,5 ГПа, Т= 4470 К [10].
В области термодинамической устойчивости алмаза при
р > 4 ГПа, Т> 1270 К его синтез происходит в конденсированной
фазе как при статическом, так и при динамическом приложении
давления. В области более высоких давлений и температур, харак-
терных для зоны химической реакции детонационной волны, син-
тез алмаза происходит путем конденсации атомов углерода из
жидкой или парогазовой фазы. При этом алмаз образуется в виде
ультрадисперсных частиц с характерным размером, примерно рав-
ным 1...5 нм. Для ультрадисперсного состояния фазовая диаграм-
ма состояния углерода будет несколько отличаться от диаграммы
состояния массивного вещества, в частности температура тройной
точки может понизиться до 3000 К.
После того как был осуществлен высокотемпературный син-
тез алмаза под давлением, исследователи обратили внимание на
нитрид бора ВЪ[, который очень похож на графит по многим ха-
рактеристикам, только не проводит электрический ток. Сходство в
свойствах этих веществ объясняется одинаковостью их кристалли-
ческой структуры и близостью термодинамических характеристик.
Оказалось, что у нитрида бора, так же как и у графита, существует
плотная фаза высокого давления с алмазоподобной кубической
структурой и с уникальным сочетанием свойств: твердость близка
к твердости алмаза; теплостойкость и химическая стойкость по
отношению к железу значительно превышают таковые у алмаза
[18, 31]. Для синтеза кубического нитрида бора также необходимо
одновременно с приложением высокого давления нагревать ис-
ходный гексагональный нитрид бора.
Предпринимаются попытки синтеза и других сверхтвердых
материалов, среди которых следует выделить нитрид углерода
СзИ4 и кубический нитрид кремния 813К4. Но если поиски техно-
логий синтеза нитрида углерода еще продолжаются [16], то куби-
ческий нитрид кремния уже синтезирован как в статических, так и в
Динамических условиях [38]. Рассчитанный модуль объемного сжа-
Тия Ксж кубического нитрида кремния достигает 280...310 ГПа, что
ставит этот материал на третье место после алмаза (Ксж = 442 ГПа) и
кубического нитрида бора (А:сж = 410 ГПа). Однако говорить о
Промышленной значимости кубического нитрида кремния еще ра-
335

но, поэтому в настоящей главе основное внимание уделяется син-
тезу алмаза и кубического нитрида бора.
Поскольку при ударноволновом сжатии происходит нагрев
вещества, то принципиально возможно достижение в ударных и в
детонационных волнах состояний углерода и нитрида бора, соот-
ветствующих фазам высокого давления. Синтез фаз высокого дав-
ления различных материалов в ударных и в детонационных волнах
называют динамическим синтезом. Наиболее полно особенности
динамического синтеза алмазов описаны в работе [10]. Впервые в
открытой литературе техника динамического синтеза алмазов бы-
ла описана, по-видимому, в работе [39], авторы которой подверга-
ли ромбоэдрический графит нагружению взрывом до достижения
давления 30 ГПа. В СССР, по свидетельству В.В. Даниленко [10],
все работы по динамическому синтезу алмазов в 1960-х годах бы-
ли засекречены, поэтому говорить о приоритете очень трудно, по-
скольку важные результаты были получены практически незави-
симо в нескольких научных центрах страны (ВНИИТФ, г. Сне-
жинск; отделение Института химической физики АН СССР,
п. Черноголовка; Институт гидродинамики СО АН СССР, г. Ново-
сибирск; НПО «Алтай», г. Бийск и др.) в 1970-е — начале 1980-х
годов.
В настоящее время применяются два способа динамического
синтеза сверхтвердых материалов: 1) ударноволновой синтез —
ударноволновое нагружение графита или аморфного углерода — са-
жи (гексагонального нитрида бора) либо смесей этих веществ с
нереагирующими добавками, как правило с металлами; 2) детона-
ционный синтез — синтез сверхтвердых материалов при детона-
ции бризантных углеродосодержащих ВВ либо смесей этих ВВ с
графитом или нитридом бора.
7.1.2. Технологии ударноволнового синтеза
сверхтвердых материалов
Ударноволновой синтез сверхтвердых материалов осущест-
вляется путем ударноволнового нагружения графита или гексаго-
нального нитрида бора либо смесей этих веществ с металлами в
плоских, цилиндрических или сферических контейнерах — уст-
ройствах сохранения. Некоторые схемы таких устройств рассмот-
рены в гл. 6. Обзор взрывных устройств, используемых при удар-
336

новолновом синтезе, приведен в работе [21]. Ударноволновое на-
гружение контейнера с исходным веществом осуществляется либо
контактным взрывом заряда ВВ, либо ударом металлического
ударника соответствующей симметрии. Для обеспечения термоди-
намических условий фазового перехода исходного вещества в вы-
сокоплотную сверхтвердую модификацию и предотвращения об-
ратного перехода необходимо уметь регулировать давление и тем-
пературу вещества не только на стадии нагружения, но и на стадии
разгрузки. Поскольку для роста алмазных кристаллов требуется
время, то для достижения предельной степени полиморфного пре-
вращения исходного вещества в высокоплотную сверхтвердую
модификацию требуемой дисперсности необходимо стремиться к
максимально возможному времени действия давления гн.
Регулирование давления ударноволнового сжатия осуществ-
ляется путем выбора как схем нагружения, так и различных ВВ.
Схема простейшего взрывного устройства для ударноволнового
синтеза сверхтвердых материалов приведена на рис. 7.2, а. Нагру-
жение плоского контейнера, заполненного смесью графита или
Рис. 7.2. Схемы взрывных устройств для ударноволнового синтеза сверх-
твердых материалов при ударном нагружении:
а •— нагружение плоского контейнера ударом металлической пластины: / —
стальной контейнер; 2 — метающий заряд ВВ с генератором плоской детонаци-
онной волны; 3 — электродетонатор; 4 — метаемая пластина-ударник; 5 — угле-
графитосодержащий материал; 6 — массивный свинцовый поддон; б — нагруже-
ние плоского контейнера встречным ударом пластин: 7 — электродетонатор; 2 —
Генератор линейной детонационной волны; 3 — метаемая пластина-ударник; 4 —
заряд ВВ; 5 — контейнер; 6 — установочные деревянные клинья; 7 — основание;
° — песок; 9 — углеграфитосодержащий материал; 10 — стальная плита
337

угля с металлическими порошками, осуществляется ударом метал,
лической пластины, метаемой продуктами детонации ВВ. Воз.
можности такого устройства ограничены невысоким коэффициент
том превращения химической энергии ВВ в кинетическую энер.
гию пластины-ударника. Создание высокого давления (-40 ГПа) в
смеси требует достаточно высокой скорости пластины-ударника -^
2...4 км/с, что, в свою очередь, накладывает ограничение на тол-
щину метаемой пластины 5, а следовательно, на время действия
нагрузки 1Н « 28/с (с — скорость звука в материале пластины-
ударника). В реальных взрывных устройствах с нагружением уда-
ром плоских пластин или цилиндрических лайнеров удается обес-
печить время действия нагрузки /н = 1...2 мкс. Схема взрывного
устройства, используемого при нагружении плоского контейнера
встречным ударом пластин, приведена на рис. 7.2, б. Углеграфито-
содержащий материал помещается в гнезда стальной плиты, кото-
рая служит своеобразным устройством сохранения. При взрыве
стальная плита погружается в песок на глубину до 0,8 м. Песок от-
водит оставшуюся в продуктах синтеза теплоту, способствуя сохра-
нению алмаза.
Существенное увеличение времени действия нагрузки дос-
тигается при контактном нагружении плоских, цилиндрических
или сферических контейнеров зарядами ВВ соответствующей
симметрии. Использование в подобных устройствах высокоплот-
ных зарядов мощных ВВ (типа ТГ 40/60) часто приводит к разру-
шению контейнеров в волнах разгрузки. На рис. 7.3, а приведена
схема симметричного взрывного устройства для нагружения пло-
ских контейнеров контактным взрывом зарядов ВВ [21]. Для сохра-
нения образцов после взрыва приходится использовать прочные
толстостенные контейнеры и стальные цилиндры. Для предотвра-
щения разрушения цилиндрических и сферических контейнеров в
волнах разгрузки их вместе с нагружающими зарядами ВВ поме-
щают в наружные массивные оболочки, которые существенно уве-
личивают время действия высокого давления продуктов детонации
(рис. 7.3, б, в) [10]. К числу недостатков таких взрывных устройств
следует отнести сложность их конструкции и мощное осколочное
действие, возникающее при разрушении наружных оболочек.
В случае использования нагружающих зарядов смесевых
ВВ, скорость детонации которых равна 4... 5 км/с, при осесиммет-
ричном нагружении взрывом удается сохранить от разрушения
338

Рис. 7.3. Схемы взрывных устройств для ударноволнового синтеза сверх-
твердых материалов при нагружении взрывом:
а — симметричное взрывное устройство для синтеза в плоских контейнерах: 1 —
заряд ВВ с системой его инициирования; 2 — стальной цилиндр; 3 — углеграфи-
тосодержащий материал; 4 — массивный стальной контейнер; 5 — прокладка;
б— цилиндрическое взрывное устройство: 1 — углеграфитосодержащий матери-
ал; 2 — цилиндрический контейнер; 3 — нагружающий заряд ВВ; 4 — система
инициирования заряда ВВ; 5 — наружная массивная оболочка; в — сферическое
взрывное устройство: 1 — наружная массивная оболочка; 2 — система многото-
чечного инициирования сходящейся детонационной волны; 3 — нагружающий
заряд ВВ; 4 — контейнер; 5 — углеграфитосодержащий материал
Цилиндрический контейнер диаметром 150 мм без ограничения
заряда ВВ массивной оболочкой. Чтобы достичь необходимого
значения времени действия давления продуктов детонации на
Практике применяют большие заряды смесевых ВВ — диаметром
°коло 1 м и высотой около 4 м [33].
339

Для увеличения скорости фазового перехода, а следователь-
но, и выхода плотной фазы необходимо вести синтез при высокой
температуре. Чтобы достичь высокой температуры, порошкооб-
разное вещество подвергают ударноволновому сжатию [17]. Одна-
ко в процессе адиабатической разгрузки вещества, сжатого удар,
ной волной, относительный спад давления значительно превышает
относительный спад температуры, в результате чего остаточная
температура может превысить температуру объемной графитизации
алмаза, при которой скорость обратного фазового перехода достаточ-
но велика. Это обстоятельство препятствует сохранению фазы высо-
кого давления. Для перехода алмаза в графит диапазон значений кри-
тической температуры должен составлять 1500... 1800 К. Подавле-
ние обратного фазового перехода осуществляется путем быстрого
охлаждения синтезированной фазы под действием давления до
температуры ниже критической — закалкой фазы высокого давле-
ния. Для этого к сжимаемому порошкообразному веществу добав-
ляют порошки металлов, имеющих небольшую температуру удар-
новолнового сжатия (медь, никель). При правильном выборе со-
става смеси и малом размере ее частиц за счет теплообмена
происходит быстрое выравнивание температур частиц, в результа-
те чего фаза высокого давления охлаждается до температуры ниже
критической. Размер / частицы алмаза, охлаждаемой за время /,
может быть определен с помощью соотношения /« ^а^г (ат —
температуропроводность охлаждающей среды) [11]. В случае ис-
пользования в качестве охлаждающей среды меди (ат «0,12 м2/с)
при I = 1 мкс /« 300 мкм.
Такая технология реализована для медно-графитовых смесей
(92 % Си + 8 % С). При использовании зарядов ВВ большой массы
(-1000 кг) выход алмаза достигает 80 % от массы графита, размер
частиц синтезированного алмаза составляет 1...100 мкм [33]. Ана-
логичным методом синтезирован кубический нитрид бора [35].
Другим методом управления температурой при ударновол-
новом синтезе сверхтвердых материалов может стать метод удар-
новолнового сжатия смесей, состоящих из исходного вещества и
более сжимаемых добавок, например криогенных жидкостей
(сжиженных газов), с последующей их быстрой разгрузкой до ат-
мосферного давления [2, 6]. При сильном разогреве более сжимае-
мых сжиженных газов в ударных волнах в результате теплообмена
340

Происходит дополнительный разогрев частиц исходного вещества,
чТо ускоряет их переход в плотную фазу. При разгрузке темпера-
тура такой смеси быстро падает вследствие быстрого расширения
криогенной жидкости и ее газификации, что способствует сохра-
нению плотной фазы.
Известны два основных кинетических механизма фазовых
переходов в твердых телах при ударноволновом сжатии: мартен-
ситный и диффузионный [23]. Фазовый переход, происходящий по
мартенситному механизму и сопровождающийся когерентной,
кооперативной перестройкой кристаллической решетки, отличает-
ся высокой скоростью, особенно при больших напряжениях и де-
формациях. Фазовый переход, происходящий по диффузионному
механизму и сопровождающийся активацией отдельных атомов
или молекул, является достаточно медленным и резко ускоряется
при высоких температурах.
Принято считать, что фазовый переход в сплошных кристал-
лических твердых телах при сжатии ударными волнами умеренной
интенсивности, когда не достигается температура плавления, про-
исходит в основном по мартенситному механизму и сопровожда-
ется изломом ударных адиабат, расщеплением ударной волны на
две волны и аномально высоким затуханием ударных волн. При
начальной температуре 20 °С фазовый переход в графитовых об-
разцах, полученных прессованием порошков природного графита,
начинается при давлении (19,6 ± 0,5) ГПа, при увеличении темпе-
ратуры до 300 °С давление фазового перехода уменьшается до
(17,5 ±1) ГПа [19].
Образование новой фазы из аморфных материалов (для уг-
лерода — это сажа и уголь), веществ, находящихся в расплавлен-
ном или парогазообразном состоянии, происходит по диффузион-
ному механизму.
Относительно механизмов образования высокоплотных
сверхтвердых модификаций углерода и нитрида бора при ударно-
волновом сжатии единого мнения нет. Это объясняется тем, что
синтез фаз высокого давления осуществляют при ударноволновом
сжатии пористых материалов, когда материал вследствие сильного
Разогрева может находиться в расплавленном состоянии. На осно-
ве структурных исследований [7] был сделан вывод, что фазовый
Переход исходных кристаллических веществ в высокоплотные
сверхтвердые модификации при высоком давлении ударных волн
341

происходит по мартенситному механизму через промежуточные
стадии. В то же время образование алмаза при ударноволновом
сжатии сажи (аморфного углерода) может идти только по диффу^
знойному механизму. В работе [11] описан двухстадийный мар.
тенситно-диффузионный механизм фазового перехода при удар.
новолновом сжатии дефектного кристаллического графита. На
первой стадии осуществляется быстрый фазовый переход по мар.
тенситному механизму, начинающийся на дефектах упаковки гра-
фитовых слоев. С точки зрения гетерогенной кинетики первая ста-
дия, по существу, соответствует образованию зародышей новой
фазы. При дальнейшем росте амплитуды ударной волны вследст-
вие плавления графита происходит разрушение его кристалличе-
ской решетки и фазовый переход по мартенситному механизму
становится невозможным. Далее, на второй стадии, фазовый пере-
ход может осуществляться только по диффузионному механизму.
При увеличении времени действия нагрузки вторая стадия фазово-
го перехода сменяется стадией спекания кристаллов алмаза в по-
ликристаллы. Размеры и прочность этих поликристаллов опреде-
ляются не только временем действия высокого давления, но и тем-
пературой ударноволнового сжатия. На основании рассмотренного
двухстадийного мартенситно-диффузионного механизма предла-
гается вовсе исключить бездиффузионную стадию образования
алмаза при использовании аморфного углерода (сажи, угля) [11].
Так как в этих аморфных материалах нет готовых дислокационных
зародышей, то при ударноволновом синтезе может уменьшиться
скорость нуклеации и полученный алмаз будет иметь более круп-
ные и изометричные частицы и обладать лучшей абразивной спо-
собностью.
Определенную информацию о фазовом переходе графита в
алмаз в условиях ударноволнового нагружения может дать изме-
рение электропроводности вещества за фронтом ударной волны,
поскольку в отличие от графита алмаз является хорошим диэлек-
триком. В работе [32] представлены результаты экспериментов по
одновременному измерению с помощью манганиновых датчиков
удельного электросопротивления и давления ударной волны в вы-
сококристаллическом (пиролитическом) и поликристаллическом
графитах. Было зафиксировано увеличение удельного электросо-
противления высококристаллического графита на два-три порядка
при превышении давления фазового перехода, равного примерно
342

20 ГПа. При многократном сжатии, если амплитуда первой удар-
яой волны превышает давление фазового перехода, время измене-
ния сопротивления, характеризующее кинетику фазового перехо-
де составляет 10...20 не. Если же давление первой ударной волны
меньше давления фазового перехода, то фазовый переход затяги-
вается — время изменения электросопротивления возрастает на
два порядка. Авторы работы [32] объясняют это существенным
нарушением исходной структуры высококристаллического графи-
та при первом ударноволновом сжатии, приводящем к замене мар-
хенситного механизма фазового перехода более медленным —
диффузионным. При ударноволновом сжатии поликристалличе-
ского графита время изменения электросопротивления возрастает
всего в 30 раз даже при давлении нагружения 60 ГПа, что говорит
о значительно меньшей степени завершенности фазового перехода.
Ударноволновой синтез сверхтвердых материалов, осущест-
вляемый путем ударноволнового сжатия медно-графитовых сме-
сей, нашел промышленное применение (см. библиографию в рабо-
тах [10, 35]). Однако он не свободен от недостатков, основными из
которых являются: 1) необходимость использования зарядов ВВ
большой массы; 2) наличие в алмазе после его химической очист-
ки от меди металлических примесей, ухудшающих технологиче-
ские свойства алмаза.
7.2. Детонационный синтез сверхтвердых материалов
Сопоставление значений параметров детонации высоко-
плотных конденсированных ВВ с фазовыми диаграммами состоя-
ния углерода (см. рис. 7.1) и состояния нитрида бора показывает,
что область параметров детонации р = 20...40 ГПа и Т =
*3000...4000 К расположена в области стабильности плотных
сверхтвердых модификаций этих веществ. Это обстоятельство
свидетельствует о принципиальной возможности синтеза сверх-
твердых материалов непосредственно во фронте детонационной
волны. В настоящее время разработаны технологии динамического
синтеза сверхтвердых материалов при детонации как бризантных
Углеродосодержащих ВВ, так и смесей этих ВВ с графитом или
^тридом бора [1—3, 6, 8, 10, 15, 30, 35—37].
343

7.2.1. Синтез сверхтвердых материалов при детонации
смесей бризантных углеродосодержащих ВВ
с графитом и нитридом бора
Синтез сверхтвердых материалов осуществляется при дето-
нации смесевых ВВ во взрывной камере. На рис. 7.4 приведена
принципиальная схема взрывной установки для детонационного
синтеза сверхтвердых материалов, разработанной в отделении Ин-
ститута химической физики АН СССР (п. Черноголовка). Уста-
новка состоит из охлаждаемой взрывной камеры 2 и камеры-
ресивера 5, соединенных трубопроводом 7. После подрыва заряда
ВВ 4 из взрывной камеры 2 под действием избыточного давления
происходит частичный сброс газообразных продуктов детонации,
содержащих твердые продукты синтеза во взвешенном состоянии,
в камеру-ресивер 5. В этой камере с помощью разбрызгивающего
устройства 6 происходит влажное осаждение твердых продуктов
детонации в виде суспензии. Дальнейшее улавливание твердых
продуктов детонации осуществляется в воздушных фильтрах. Ус-
Суспензия
конденсированных ПД
Рис. 7.4. Принципиальная схема взрывной установки для синтеза сверх-
твердых материалов при детонации смесевых ВВ:
1 — рубашка водяного охлаждения; 2 — взрывная камера; 3 — загрузочный люк;
4 — заряд ВВ; 5 — камера-ресивер; 6 — разбрызгивающее устройство; 7 — пере-
пускной охлаждаемый трубопровод; 8 — разгрузочный люк; ПД — продукты
детонации
344

тановка работает в полуавтоматическом режиме. После проведе-
ния определенного количества подрывов осуществляется выгрузка
Продуктов синтеза из взрывной камеры. Для извлечения сверх-
твердых материалов полученные продукты синтеза подвергаются
химической очистке.
Чтобы обеспечить высокие давление и температуру в зоне
химической реакции детонационной волны, в качестве взрывчато-
го компонента смесевых ВВ используют мощные ВВ — гексоген
лли октоген. Массовая доля добавки в смесевых ВВ не должна пре-
вышать 20...25 %, а плотность заряда ВВ должна быть не менее
1600 кг/м3. Скорость охлаждения частиц при расширении продук-
тов детонации оказывается достаточной для их «закалки». Как ал-
маз, так и кубический нитрид бора могут быть получены из раз-
личных форм (кристаллической или аморфной) исходного вещест-
ва различной дисперсности — от мелкодисперсных фракций до
гранул; степень полиморфного превращения исходного вещества в
высокоплотную сверхтвердую модификацию достигает 50 %. Раз-
меры получаемых частиц составляют 0,05...5,0 мкм, удельная по-
верхность — 20... 150 м2/г [15].
Наличие в смесевых ВВ добавок, испытывающих поли-
морфные превращения, приводит к изломам зависимостей скоро-
сти детонации этих ВВ В от плотности заряда ВВ рВв в диапазоне
относительно невысоких значений плотности: при малой плотно-
сти заряда — в сторону меньших значений Д при большой плот-
ности заряда — в сторону больших значений В (рис. 7.5) [30, 37].
Эти изломы ассоциируются с протеканием в зоне химической ре-
акции детонационной волны полиморфных превращений: первый
излом — с началом фазового перехода, второй — с его полным
завершением или же с достижением некоторой предельной степе-
ни полиморфного превращения. Если полиморфное превращение
происходит вне зоны химической реакции, то оно не может влиять
на скорость детонации. Уменьшение наклона зависимости Дрвв)
связано с уменьшением объема добавок вследствие фазового пере-
вода добавки в плотную фазу, последующее увеличение наклона — с
Уменьшением эффективной теплоемкости плотной фазы. Первый
Излом зависимости 2 (рис. 7.5, а) для смесевого ВВ, состоящего из
^ксогена и 25 % (по массе) коллоидного графита, происходит при
Илотности заряда ВВ рВв = 1,2 г/см3, второй — при рВв = 1,5 г/см3.
^а аналогичной зависимости 3 для смесевого ВВ, в котором гра-
345

О, км/ч
1,6 р .г/см3
1,6 рвв'г/см3
Рис. 7.5. Зависимости скорости детонации смесевых и индивидуальных
ВВ от плотности зарядов ВВ:
а — зависимости Дрвв) Для смесей гексогена с 25 % добавок: 1 — ЫаС1; 2 -—
коллоидный графит; 3 — графитоподобный нитрид бора; 4 — ТГ 25/75 с 25 %
нитрида бора; б — зависимости Дрвв): 1 — ТНТ; 2 — ТГ 75/25; 3 — пикриновая
кислота; 4 — тетрил; 5 — ТГ 50/50
фит заменен графитоподобным нитридом бора, зарегистрирован
только второй излом при плотности заряда ВВ рВв = 1,3 г/см3, соот-
ветствующий полному переходу нитрида бора в плотную модифика-
цию. Зарегистрировать на зависимости 3 первый излом не удалось в
связи с невозможностью изготовить заряд меньшей плотности.
С помощью магнитоэлектрического метода измерения мас-
совой скорости авторами работы [30] были определены давления,
соответствующие изломам зависимостей 0(рввУ- для смеси гексо-
гена с коллоидным графитом они оказались равными 12 и 16 ГПа,
для смеси гексогена с графитоподобным нитридом бора — около
12 ГПа, что заметно ниже давлений фазовых переходов этих ве-
ществ в плотные модификации в ударных волнах. Такое различие
давлений фазовых переходов авторы работы [30] объясняют более
сильным нагревом добавок в детонационных волнах по сравнению
с их нагревом в ударных волнах.
Известно, что образование ультрадисперсных алмазов (УДА)
происходит при разложении инертных органических веществ, если
их ввести в смесевые ВВ в качестве добавок к мощным ВВ. В ра-
боте [27] описано образование УДА при детонации смесей октоге-
на с жидкими органическими веществами. Максимальный выход
УДА наблюдался, когда в качестве добавок использовались арома-
тические углеводороды.
346

7.2.2. Синтез УДА при детонации
бризантных углеродосодержащих ВВ
В продуктах детонации мощных конденсированных ВВ с от-
рицательным кислородным балансом содержится свободный угле-
род. В табл. 7.1 [8] для некоторых ВВ приведены значения пара-
метров детонации в точке Чепмена — Жуге рЧ—ж и Гч_ж и указа-
ло количество свободного углерода в продуктах детонации,
рассчитанное из условия, что кислород в молекулах ВВ окисляет
углерод до оксида углерода СО или диоксида углерода ССЬ.
Таблица 7.1
Содержание свободного углерода
в продуктах детонации некоторых ВВ
ВВ
тнт
Гексоген
ТГ 50/50
ТГ 40/60
Тетрил
Ьгэн
рвв,
г/см3
1,64
1,82
1,67
1,68
1,70
1,62
Рч—ж.
ГПа
19
35
28
29
24
30
Тч—Жу
К
3500
4200
3900
4000
4000
4400
Количество свободного углеро-
да в продуктах детонации, % по
отношению к массе заряда ВВ,
при окислении углерода до
СО
18
0
9
7
2
-11
С02
28
8
18
15
18
4
Количество выделяющегося при взрыве заряда ВВ конден-
сированного углерода зависит не только от химического и компо-
нентного состава ВВ, но и от плотности заряда ВВ и условий про-
ведения взрыва. Сопоставление значений параметров детонации с
фазовой диаграммой состояния углерода показывает, что свобод-
ный углерод при охлаждении продуктов детонации должен кон-
денсироваться в форме алмаза — ВВ становится источником угле-
рода для образования алмаза. Результаты обширных эксперимен-
тальных и теоретических исследований синтеза алмазов при
Детонации углеродосодержащих ВВ обобщены в работах [3, 8, 10,
35, 36]. Большая часть экспериментальных исследований выпол-
нена для зарядов, изготовленных из смеси ТНТ (источника сво-
бодного углерода) с гексогеном, обеспечивающим большие значе-
ния параметров детонации.
347

В атмосферу
Рис. 7.6. Принципиальная схема взрывной установки для детонационного
синтеза алмазов:
/ — загрузочное положение; 2 — рабочее положение
В настоящее время разработано несколько промышленных
технологий детонационного синтеза алмазов [10]. Принципиаль-
ная схема полуавтоматической взрывной установки для детонаци-
онного синтеза алмазов, разработанной в Институте гидродинами-
ки им. М.А. Лаврентьева СО РАН (г. Новосибирск), приведена на
рис. 7.6. Взрыв заряда ВВ осуществляется внутри прочной взрыв-
ной камеры КВ-2, рассчитанной на подрыв заряда ВВ массой до
2 кг. Внутренний объем взрывной камеры составляет 2,14 м3, в ней
сохраняются конденсированные и газообразные продукты детона-
ции. Взрывная камера подвижная, имеет два положения: рабочее и
загрузочное. В качестве охлаждающей среды чаще всего использу-
ется либо водяная оболочка заряда ВВ, либо инертный по отноше-
нию к углероду газ, например углекислый газ, азот, либо продукты
детонации, образовавшиеся при предыдущем подрыве заряда ВВ.
При детонационном синтезе не удается добиться полного
полиморфного превращения выделяющегося углерода в алмаз, в
связи с чем возникает задача выделения из конденсированного уг-
лерода продуктов детонации его алмазной фазы. Химическое вы-
деление алмаза основывается на его низкой реакционной способ-
ности по сравнению с другими фазами углерода. Обычно для хи-
мической очистки конденсированного углерода от не алмазных
фаз используются смеси сильных минеральных кислот [9].
Приведенные в табл. 7.2 [36] данные позволяют получить
общее представление о количественных характеристиках детона-
ционного синтеза алмазов при подрыве во взрывной камере КВ-2,
348

заполненной инертным по отношению к алмазам газом, литых за-
рядов, изготовленных из ТНТ, смеси ТНТ с гексогеном (ТГ) и сме-
си ТНТ с октогеном. В этой таблице указаны значения масс заря-
дов ВВ тВв, полученного в опыте конденсированного углерода
ткУ и выделенного из него УДА тУДА, значения отношений масс
^удл/^ку ^уда/^вв' тку/твв> а также средний размер частиц
УДА</Ср.
Таблица 7.2
Количественные характеристики детонационного синтеза алмазов
ВВ
ТНТ
ТГ 90/10
ТГ 70/30
ТГ 60/40
ТГ 50/50
ТГ 40/60
ТГ 30/70
ТНТ/окто-
ген 70/30
ТНТ/окто-
' ген 30/70
твв,
г
280
288
310
312
320
320
310
298
315
тКу,
г
50,8
42,4
38,4
29,4
29,4
25,3
21,7
37,3
20,2
>ИУДА>
Г
8
11,9
25,7
21,3
23
20,4
16,9
24,5
11,8
'"уда
X
/ику
х100,%
15,7
28
66,9
72,7
78,4
80,7
78
65,7
58,4
'«УДА
— X
х 100, %
2,8
4,1
8,3
6,8
7,2
6,4
5,45
8,2
3,75
'"ку ,
х
отвв
х100,%
18Л
14,7
12,4
9,4
9,2
7,9
7,0
12,5
6,4
нм
~4^|
—
5,5
—
5,5
—
6,0
—
—
Максимальный выход конденсированного углерода относит-
ся к зарядам, изготовленным из смеси ТНТ с гексогеном. Макси-
мальное относительное содержание алмазной фазы в конденсиро-
ванном углероде (^УДА/^ку) -100 « 80 % наблюдается при содер-
жании в смесевом ВВ 40...50 % ТНТ, а максимальный выход
алмаза по отношению к массе заряда ВВ (^Уда/^Вв) ' Ю0 « 8,3 %
имеет место при содержании в смесевом ВВ 70 % ТНТ. Необходи-
мо отметить, что синтезированный алмаз находится в ультрадис-
персном состоянии: средний размер частиц составляет около 5 нм,
Удельная поверхность — около 300 м2/г.
Данные о выходе конденсированного углерода (алмазной и
йе алмазной фаз) в зависимости от компонентного состава смесе-
349

вого ВВ можно с хорошей точностью описать единой зависимо^
стью, предположив, что из ТНТ образуется около 17 % конденси-
рованного углерода, а из гексогена — 2,5 %:
тку /твв = °>! 7"тнт + °>025(1" %нт )>
где «тнт — доля ТНТ в смесевом ВВ.
Измерения электропроводности продуктов детонации пока-
зали, что алмазные частицы в основном образуются в зоне хими-
ческой реакции детонационной волны [35]. Конденсация углерода
в зоне химической реакции в алмазной фазе приводит к изломам
зависимостей скорости детонации от плотности зарядов ВВ (см.
рис. 7.5, б) так же, как и при детонации смесей гексогена с колло-
идным графитом (см. рис. 7.5, а) [3, 30]. Здесь необходимо отме-
тить, что исследования, выполненные с применением синхротрон-
ного излучения, показали: процесс образования алмазов может
продолжаться и в волне разгрузки, распространяющейся за зоной
химической реакции [4].
Задача построения теоретической модели детонационного
синтеза УДА является весьма трудной. Отчасти это связано с тем,
что столь малые частицы являются пограничными между объекта-
ми микромира (атомы, молекулы) и макроскопическими объекта-
ми. Возможный механизм детонационного синтеза УДА можно
представить следующим образом. Интенсивное сжатие ударной
волной молекул ароматических ВВ (ТНТ) приводит к разделению
бензольных колец на отдельные группы, состоящие из атомов уг-
лерода. Благодаря тому, что атомы углерода могут образовывать
молекулы произвольной длины, в результате последующих много-
кратных взаимодействий в условиях высокого давления из этих
групп образуются различные углеродные соединения, близкие по
структуре к кристаллической решетке алмаза. Эти углеродные со-
единения можно рассматривать как зародыши алмазоподобной
фазы углерода. Их коалесценция приводит к образованию малых
частиц — алмазных кластеров. В результате последующих взаи-
модействий между ними происходит рост кластеров. Основанные
на этих качественных соображениях оценки показывают, что зна-
чительная часть алмазных частиц размером около 4 нм образуется
в зоне химической реакции. Сказанное относится к образованию
отдельных частиц. Коагуляция этих частиц в конгломераты непра-
вильной формы размером до 1 мкм может происходить в волне раз-
грузки, распространяющейся за зоной химической реакции.
350

Образование частиц конденсированного углерода при распа-
де молекул ТНТ и гексогена идет независимо, без массообмена —
перемешивание компонентов смесевого ВВ в зоне химической ре-
акции незначительное. Алмазная фаза при детонации смеси ТНТ с
гексогеном образуется в основном из атомов углерода, входящих в
молекулу ТНТ, что установлено при исследовании процесса дето-
национного синтеза УДА методом меченых атомов [22]. Разложе-
ние гексогена приводит к увеличению давления и ускорению раз-
ложения ТНТ. Малый размер образующихся алмазных частиц
можно объяснить тем, что их рост происходит в твердой фазе. Ес-
ли синтезировать алмаз из жидкой фазы углерода, то можно ожи-
дать большего размера алмазных частиц. В работе [28] приведены
результаты опытов по синтезу алмазной фазы углерода при дето-
нации бензотрифуроксана СбИ60б, имеющего высокотемператур-
ные продукты детонации (Гч_ж « 4500 К). Полученные алмазные
частицы имели пористую структуру и размер 0,1... 1,0 мкм. Харак-
терный размер структурных составляющих — около 31 нм. Пред-
полагается, что в рассматриваемом случае формирование алмаз-
ных частиц протекает в два этапа. Вначале образуются капли
жидкого углерода размером около 0,1... 1,0 мкм, затем при рас-
ширении продуктов детонации происходит образование алмазной
фазы подобно кристаллизации «переохлажденной» жидкости с
образованием ликвационных пор.
На заключительной стадии процесса детонационного синте-
за УДА во взрывной камере происходит разлет продуктов детона-
ции и их перемешивание с заполняющим камеру газом. Для эф-
фективного охлаждения и сохранения синтезированных УДА на
этой стадии газ, заполняющий камеру, должен удовлетворять сле-
дующим требованиям: 1) не иметь окислительных свойств по от-
ношению к углероду; 2) иметь большую удельную теплоемкость и
плотность. Наиболее эффективной газовой средой для сохранения
УДА является углекислый газ С02 [13]. В работе [8] отмечается
вЬ1сокая эффективность водяной оболочки заряда ВВ. В качестве
охлаждающей среды часто используют продукты детонации, обра-
зовавшиеся при предыдущем подрыве заряда ВВ. Следует отме-
нить, что УДА не сохраняются при взрыве зарядов ВВ в вакууме
из-за графитизации алмаза.

7.3. Контактирование взрывом
порошков сверхтвердых материалов
Цели и технологии компактирования взрывом порошков
сверхтвердых материалов зависят от начального размера их час-
тиц. Рассмотрим особенности компактирования взрывом нанопо-
рошков УДА.
Ультрадисперсные алмазы являются примером особого со-
стояния твердых тел — ультрадисперсной среды, значительно от-
личающейся по своим свойствам от сплошных тел. Перевод мате-
риала в ультрадисперсное состояние с точки зрения материалове-
дения столь же эффективен, как, например, его легирование или
термообработка. Поэтому в промышленно развитых странах в по-
следние десятилетия стало бурно развиваться новое научно-
техническое направление «Наноматериалы и нанотехнологии».
Согласно данным работ [10, 14] УДА эффективно использу-
ются для создания электрохимических и химических композицион-
ных износостойких покрытий; антифрикционных добавок (модифи-
каторов трения) в различные смазочные материалы; полировочных
материалов; износостойких алмазонаполненных полимерных мате-
риалов и эластомеров; износостойких алмазонаполненных систем
магнитной записи. Поиск новых применений УДА продолжается.
В то же время широкое использование УДА, полученных
путем детонационного синтеза, для изготовления режущего и
шлифующего инструмента сдерживается чрезвычайно малыми
размерами частиц УДА (1...10 нм). Для изготовления поликри-
сталлов с высокими механическими характеристиками как статиче-
скими, так и динамическими методами прессования и спекания тре-
буется алмазный порошок с частицами размером более 1 мкм, что
на два-три порядка превышает размеры частиц алмазного порошка,
полученного путем детонационного синтеза. Поэтому для использо-
вания УДА в инструментальной промышленности их частицы необ-
ходимо укрупнить до этих размеров. Ввиду чрезвычайно большой
удельной поверхности порошки УДА содержат много примесей и
плохо уплотняются при статическом прессовании. Холодное прес-
сование порошка УДА под давлением 8 ГПа увеличивает плотность
порошка всего лишь до 60 % максимальной плотности.
Один из способов укрупнения частиц ультрадисперсных по-
рошков может быть реализован при их ударноволновом нагруже-
352

ЛйИ [25, 26, 29, 34]. Теоретические предпосылки этого способа ук-
рупнения частиц состоят в следующем [26, 29]. Вследствие чрез-
вычайно большой скорости звука в алмазе (-18 км/с) и аномально
высокого значения дебаевской температуры (-2000 К) при удар-
новолновом сжатии порошка главную роль в эффектах взаимодей-
ствия частиц будет играть их колебательное взаимодействие. Если
длительность ударноволнового воздействия /н намного больше
характерного времени /кол одного акта колебательного взаимодей-
ствия двух возбужденных частиц, то среднее число N актов коле-
бательного взаимодействия в течение времени действия нагрузки
будет велико: N &1н/(кол »1. Следовательно, велика вероятность
того, что в области контакта частиц произойдет сцепление их кри-
сталлических скелетов. Это означает, что при сравнительно сла-
бом динамическом нагружении большой длительности возможно
образование микроскопических поликристаллов из ультрадисперс-
ных частиц без включения механизма жидкофазного спекания
взрывом, который является основным механизмом связывания
частиц высокотвердых материалов при прессовании взрывом.
Процесс образования микроскопических поликристаллов из уль-
традисперсных частиц в некоторой степени похож на процесс об-
разования сварного соединения при ультразвуковой сварке.
Высказанные качественные соображения легли в основу ме-
тода укрупнения частиц порошка УДА при его динамическом
компактировании с помощью модифицированного динамического
пресса (рис. 7.7) [26, 29, 34]. Для компактирования использовался
порошок УДА, полученный при детонации смеси ТГ 40/60. Поро-
шок начальной плотностью 0,5 г/см3
помещался в прочный плоский кон-
тейнер и нагружался ударом сталь-
ного цилиндрического ударника
Диаметром 30 мм и высотой 50 мм.
Скорость ударника ууд составляла
(500 ± 50) м/с. Измерение давления в
Уплотняемом порошке УДА с помо-
щью манганинового датчика [34]
п°казало, что сжатие порошка имеет
безУдарный характер, максимальное
Давление ИГПа достигается за не- з — контейнер с порошком
Только десятков микросекунд. Бо- УДА
12-1483 353
Рис. 7.7. Схема компактиро-
вания порошка УДА:
1 — баллистическая установка;
2 — цилиндрический ударник;

Рис. 7.8. Алмазные частицы после компактирования порошка УДА (мак-
симальный размер частиц около 600 мкм)
лее интенсивное нагружение высокопористого образца УДА неце-
лесообразно, поскольку оно ведет к сильному разогреву и после-
дующей графитизации алмазного микропорошка.
В результате анализа полученного порошка с укрупненными
частицами установлено, что часть порошка (до 30 %) находится в
аморфном состоянии. Размеры алмазных частиц в процессе уплот-
нения увеличиваются на несколько порядков и составляют
0,5...600 мкм; примерно 50 % от общего количества частиц имеют
размер 1...50 мкм. Фотография некоторых алмазных частиц пред-
ставлена на рис. 7.8. Распределение алмазных частиц по размерам
характеризуют гистограммы, приведенные на рис. 7.9. Характер
распределения является бимодальным. Плотность частиц состав-
ляет 3,2 г/см3, микротвердость — 60...70 % твердости природного
алмаза. Большинство поликристаллических частиц прозрачны и
бесцветны. Встречаются отдельные кристаллики голубого, желто-
го и светло-коричневого цветов. Заметную долю составляют час-
тицы размером 500...600 мкм с характерным алмазным блеском.
Автор работы [10] укрупнение частиц порошка УДА предла-
гает проводить в два приема: 1) предварительное частичное спека-
ние кластеров в процессе термической очистки и гранулирования;
2) жидкофазное спекание взрывом с максимально возможным вре-
менем действия нагрузки и с охлаждением гранул окружающим
металлом. Непосредственное ударноволновое сжатие высокопо-
ристых порошков УДА до достижения плотности сплошных тел не
354

п,
50 г
зоН
10 Н
о
10'
Ц±
по
55
к
и
Гь
510'Ю2
10"
ч1
,%|
20
10
" м1
г
к
1 |к.,,
о
10' 10* и 100 300
яч, мкм ач, мкм яч. мкм
а б в
Рис. 7.9. Распределение алмазных частиц по размерам:
а — обзорная гистограмма; б — распределение частиц в первой фракции (7); в —
распределение частиц во второй фракции (2); ач — размер частиц; п — количест-
во частиц
представляется возможным ввиду очень сильного разогрева. Так,
при ударноволновом сжатии порошка УДА начальной плотностью
0,607 г/см3 до плотности 2,67 г/см3 равновесная температура дос-
тигает значения 7200 К при давлении 23 ГПа. При такой темпера-
туре алмаз расплавляется, а различные примеси переходят в паро-
образное состояние и препятст-
вуют спеканию частиц УДА.
В работе [13] описаны
эксперименты по ударноволно-
вому компактированию порош-
ка УДА при контактном нагру-
жении взрывом. Порошок УДА,
прошедший термовакуумную
обработку, помещался в проч-
ный контейнер и нагружался по
схеме ПДВ (см. подразд. 1.3.1).
Для увеличения длительности
Действия высокого давления
3аРяд, изготовленный из флег-
Матизированного октогена, и
Контейнер заключались в мас-
сивную металлическую оболоч-
*У (рис. 7.10). В результате
к°мпактирования порошка УДА
12*
Рис. 7.10. Схема компактирования
порошка УДА при нагружении
взрывом:
1 — заряд, изготовленный из флегма-
тизированного октогена; 2 — массив-
ная металлическая оболочка взрывного
устройства; 3 — порошок УДА; 4 —
прочный металлический контейнер
355

получались алмазные частицы размером от нескольких микромер
ров до 1 мм. Плотность частиц составляла в среднем 3,05 г/см3
следов графитизации не обнаружено.
Таким образом, нанопорошок УДА, синтезируемый при де~
тонации ВВ, с помощью ударноволнового компактирования может
быть «переделан» в микропорошок, пригодный для изготовления
режущего инструмента.
Более сложной задачей является получение из микропорощ.
ков сверхтвердых материалов относительно крупных плотных и
высокотвердых поликристаллов размером около 10 мм. Можно
говорить о техническом решении этой задачи для случая компак-
тирования кубического нитрида бора [20]. Твердость и износо-
стойкость поликристаллов нитрида бора, полученных в динамиче-
ских условиях, оказались не хуже, чем у поликристаллов, полу-
ченных в статических условиях. При компактировании алмазных
микропорошков взрывом пока не удается получить малопористые
бездефектные поликристаллы, сравнимые по плотности и твердо-
сти с поликристаллами, полученными при статическом прессова-
нии. В связи с этим можно выделить следующие направления ра-
бот: 1) компактирование алмазного порошка сильными ударными
волнами амплитудой 50...90 ГПа с целью достижения условий
жидкофазного спекания [10]; 2) компактирование взрывом алмаз-
ных порошков, в состав которых для уменьшения трещиноватости
изделий введены связующие и каталитические добавки (графит,
кремний и др.); 3) длинноимпульсное компактирование алмазного
порошка относительно слабыми ударными волнами (давление —
около 10 ГПа, время действия давления — до нескольких сотен
микросекунд) [12]; 4) динамико-статическое прессование микро-
порошков сверхтвердых материалов [5]. Исследования продолжа-
ются, и можно надеяться, что в недалеком будущем с помощью
взрыва будут получать не только нано- и микропорошки алмаза,
но и макрообразцы алмаза, причем, может быть, даже ювелирного
качества.
Список литературы
1. Ададуров Г.А., Алиев З.Г., Атовмян Л.О. и др. II Докл. АН СССР-
1967. Т. 172, №5.
356

2. Ададуров Г.А., Губин С.А., Одинцов В.В., Сергеев С.С. Параметры
ударно-волнового сжатия и изэнтропической разгрузки гетерогенных
смесей с нитридом бора // Проблемы горения и взрыва: Материалы
IX Симпозиума по горению и взрыву. Черноголовка, 1989.
3. Акимова Л.Н., Губин С А., Одинцов В.В., Пепекин В.И. Детонация
взрывчатых веществ с образованием алмаза // V Всесоюзное совеща-
ние по детонации. Т. 1. Красноярск, 1991.
4. Алешаев А.Н., Зубков П.И., Кулипанов Г.Н. и др. Применение синхро-
тронного излучения для исследования детонационных и ударно-
волновых процессов // ФГВ. 2001. № 5.
5. Бацанов С.С. Динамико-статическое сжатие // ФГВ. 1994. № 1.
6. Башлачев В.К., Викторов СБ., Губин С.А., Губин А.С. Термодинами-
ческое моделирование состояний смесей углерода с криогенными
жидкостями при ударно-волновом воздействии и изэнтропической
разгрузке // Химическая физика процессов горения и взрыва: XI
Симпозиум по горению и взрыву. Т. 1, ч. 2. Черноголовка, 1996.
7. Боримчук Н.И., Курдюмов А.В., Ярош В.В. Закономерности образова-
ния плотных модификаций углерода и нитрида бора в условиях
ударного сжатия // V Всесоюзное совещание по детонации. Т. 1.
Красноярск, 1991.
8. Волков КВ., Даниленко В.В., Елин В.И. Синтез алмаза из углерода
продуктов детонации // ФГВ. 1990. № 3.
9. Губаревич Т.М., Сатаев Р.Р., Долматов В.Ю. Химическая очистка
ультрадисперсных алмазов // V Всесоюзное совещание по детонации.
Т. 1. Красноярск, 1991.
10. Даниленко В.В. Синтез и спекание алмаза взрывом. М: Энергоатом-
издат, 2003.
11. Даниленко В.В. Термодинамика и кинетика ударно-волнового синтеза
алмаза // V Всесоюзное совещание по детонации. Т. 1. Красноярск,
1991.
12. Дерибас А.А., Симонов П.А., Филимоненко В.Н., Штерцер А.А. Длин-
ноимпульсное взрывное компактирование алмазного порошка //
ФГВ. 2000. № 6.
13. Долгушин Д.С., Анисичкин В.Ф., Комаров В.Ф. Ударно-волновое ком-
пактирование ультрадисперсных алмазов // ФГВ. 1999. № 3.
14. Долматов В.Ю. Ультрадисперсные алмазы детонационного синтеза //
Успехи химии. 2001. № 7.
15. Дробышев В.Н. Детонационный синтез сверхтвердых материалов //
ФГВ. 1983. №5.
1б- ЖукА.З., Милявский В.В., Бородина Т.И., Фортов В.Е. Сверхтвердый
нитрид углерода: перспективы синтеза // Химическая физика. 2002.
№8.
'• Зельдович Я.Б., Райзер ЮЛ. Физика ударных волн и высокотемпера-
турных гидродинамических явлений. М.: Наука, 1966.
357

18. Калашников Я.А. Физическая химия веществ при высоких давлениях
М.: Высш. шк., 1987.
19. Капель Г.И., Разоренов СВ., Уткин А.В., Фортов В.Е. Ударно-
волновые явления в конденсированных средах. М.: Янус-К, 1996.
20. Ковтун В.И., Трефилов В.И. Особенности структуры ультрадисперс-
ных алмазов, полученных высокотемпературным синтезом в услови-
ях взрыва // Докл. АН СССР. 1978. Т. 239, № 4.
21. Козлов Е.А., Лебедев М.А., Литвинов Б.В. Взрывные устройства для
динамического компактирования и синтеза материалов // ФГВ. 1993
№2.
22. Козырев Н.В., Сакович Г.В., Сен Чел Су, Штейн М.С. Исследование
процесса синтеза ультрадисперсных алмазов методом меченых ато-
мов // V Всесоюзное совещание по детонации. Т. 1. Красноярск, 1991.
23. Кузнецов Н.М. Некоторые вопросы фазовых превращений в ударных
волнах // Ударные волны и экстремальное состояние вещества. М:
Наука, 2000.
24. Лейпунский О.И. К истории возникновения мировой промышленно-
сти синтетических алмазов, получаемых в условиях их термодинами-
ческой устойчивости // Вопросы современной экспериментальной и
теоретической физики. Л.: Наука. Ленингр. отд-ние, 1984.
25. Лин Э.Э., Новиков С.А., Глушак Б.Л. и др. Условия получения порош-
ков и компактов на основе наноалмаза // Химическая физика. 2000.
№2.
26. Лин Э.Э., Новиков С.А., Куропатенко ВТ. и др. Динамическое ком-
пактирование ультрадисперсных алмазов // ФГВ. 1995. № 5.
27. Мальков И.Ю. Образование ультрадисперсной алмазной фазы угле-
рода в условиях детонации гетерогенных смесевых составов // ФГВ.
1991. №5.
28. Мальков И.Ю., Филатов Л.И., Титов В.М. и др. Образование алмаза
из жидкой фазы углерода // ФГВ. 1993. № 4.
29. Новиков С А. Полезные взрывы. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2000.
30. Першин СВ., Цаплин Д.Н. Динамические исследования детонацион-
ного синтеза плотных фаз вещества // V Всесоюзное совещание по
детонации. Т. 2. Красноярск, 1991.
31. Поляков В.П., Ножкина А.В., Чириков Н.В. Алмазы и сверхтвердые
материалы. М.: Металлургия, 1990.
32. Постное В.И., Фортов В.Е., Якушев В.В., Якушева Т.Н. Исследова-
ние перехода графит — алмаз в условиях динамического нагружения
методом измерения электропроводности // Химическая физика про-
цессов горения и взрыва: XII Симпозиум по горению и взрыву. Ч. 2.
Черноголовка, 2000.
33. Прюммер Р. Обработка порошкообразных материалов взрывом: Пер-
с нем. М.: Мир, 1990.
358

34. Скоков В.И., Лин Э.Э., Медведкин В.А., Новиков С.А. О характере
ударной нагрузки при динамическом компактировании ультрадис-
персных алмазов // ФГВ. 1998. № 3.
35. Ставер А.М., Лямкин А.И. Получение ультрадисперсных алмазов из
взрывчатых веществ // Ультрадисперсные материалы. Получение и
свойства / Под ред. А.М. Ставера. Красноярск, 1990.
36. Титов В.М., Анисичкин В.Ф., Мальков И.Ю. Исследование процесса
синтеза ультрадисперсного алмаза в детонационных волнах // ФГВ.
1989. №3.
37. ЦаплинД.Н., Першин СВ. Полиморфное превращение графита в зоне
химической реакции детонационной волны // V Всесоюзное совеща-
ние по детонации. Т. 2. Красноярск, 1991.
38. Юношев А.С Ударно-волновой синтез кубического нитрида кремния
//ФГВ. 2004. №3.
39. Эе Саг1у Р.8., Затеззоп З.С. Роплайоп оГ (Натопи Ьу ехр1о81Уе $Ьоск //
8с1епсе. 1961. V. 3466.

Часть IV
ВЗРЫВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ
РАЗДЕЛЕНИЯ НА ФРАГМЕНТЫ
КОНСТРУКЦИЙ И МАТЕРИАЛОВ
Глава 8
Применение кумулятивных зарядов
для разделения конструкций
8.1. Кумулятивная струя
и ее взаимодействие с преградой
Взрыв заряда ВВ, имеющего выпуклую внешнюю поверх-
ность, создает облако расширяющихся продуктов детонации, обра-
зующих в окружающей среде расходящуюся ударную волну. Ха-
рактерной особенностью взрыва такого заряда ВВ является бы-
строе уменьшение значений основных параметров движения и
состояния (скорости, давления, плотности) как продуктов детона-
ции, так и вовлеченной в движение среды. В непосредственной
близости от поверхности заряда ВВ действие взрыва максимально
вдоль преимущественных направлений разлета продуктов детона-
ции, близких к направлению нормалей к поверхности заряда ВВ.
Однако уже при небольшом расширении продуктов детонации по-
ле взрыва независимо от начальной формы компактного заряда
(шар, цилиндр, куб) стремится к сферической симметрии.
Если на поверхности заряда ВВ имеется вогнутость или вы-
емка (углубление), то при его взрыве в области указанных геомет-
рических особенностей создается сходящийся поток продуктов
детонации. По мере увеличения в этом потоке схождения продук-
тов детонации плотность и давление их возрастают и формируется
высокоскоростная струя продуктов детонации, обладающая отно-
сительно высокой разрушающей и проникающей способностью
(рис. 8.1). Такой эффект усиления действия взрыва заряда ВВ в
направлении выемки получил название кумулятивного эффекта
взрыва, а сама выемка — название кумулятивной выемки.
360

Рис. 8.1. Действие зарядов ВВ с плоским торцом (а) и с необлицованной (б)
и с покрытой металлической облицовкой (в) кумулятивными выемками
на стальную преграду:
1 — точка инициирования заряда ВВ; 2 — заряд ВВ; 3 — металлическая облицов-
ка кумулятивной выемки; 4 — преграда; Р — расстояние между кумулятивным
зарядом и преградой; Ь — глубина проникания кумулятивной струи в преграду
Кумулятивный эффект взрыва был открыт в конце XIX —
начале XX в.: в России — М.М. Боресковым (1864 г.), в Англии и
США — К. Монро (1888 г.), в Германии — М. Ферстером (1883 г.)
и Е. Нейманом (1914 г.). В соответствии с этим в Англии и США
кумулятивный эффект взрыва известен как эффект Монро, в Гер-
мании — как эффект Неймана.
В СССР первые систематические исследования кумулятивного
эффекта взрыва были выполнены М.Я. Сухаревским в 1923—1926 гг.
Однако практическая значимость кумулятивного эффекта взрыва
вплоть до начала Второй мировой войны недооценивалась. В начале
второй мировой войны было обнаружено, что кумулятивный эффект
взрыва во много раз усиливается, если кумулятивная выемка в заряде
361

Рис. 8.2. Рентгенограмма кумулятивной струи
ВВ покрыта тонкой металлической облицовкой (рис. 8.1, в). При
взрыве кумулятивного заряда с металлической облицовкой кумуля-
тивной выемки под действием продуктов детонации происходит
схлопывание облицовки, приводящее к образованию высокоскорост-
ной металлической кумулятивной струи. При этом из внутренней
части металлической облицовки формируется кумулятивная струя, а
из наружной части — так называемый пест (рис. 8.2). Вследствие
большой скорости (3... 10 км /с) и прямолинейной формы металличе-
ские кумулятивные струи обладают высокой проникающей способ-
ностью даже при проникании в очень прочные преграды.
Это обстоятельство привело к широкому применению куму-
лятивных зарядов с металлическими облицовками кумулятивных
выемок в различных боеприпасах, предназначенных для пораже-
ния сильно защищенных объектов, в основном тяжелой бронетех-
ники. Соответствующие исследования и разработки по условиям
военного времени были строго засекречены и проводились в раз-
ных странах независимо и без обмена информацией. Некоторые
результаты этих исследований появились в открытой печати лишь
в 1948—1952 гг. в США и в 1957 г. в СССР. Говорить о научном
приоритете здесь не приходится, так как опубликованные резуль-
таты были получены разными учеными в начале 40-х годов XX в.
Например, гидродинамическая теория кумулятивного эффекта
взрыва зарядов с металлической облицовкой кумулятивных вы-
емок была разработана М.А. Лаврентьевым в 1945 г., а сведения об
этой разработке были опубликованы только в 1957 г.
Поскольку кумулятивные боеприпасы (сначала моноблоч-
ные, а затем тандемные) относятся к основным средствам пораже-
ния бронетехники, теория действия кумулятивных зарядов полу-
чила достаточно широкое развитие. Основные результаты иссле-
дований кумулятивного эффекта, полученные к концу XX в.,
изложены в работе [17].
Использование кумулятивных зарядов не ограничивается
только военной областью. Они находят широкое применение во
362

взрывных технологиях перфорации, резания, разрушения материа-
лов и конструкций, в различных отраслях промышленности [8].
Кумулятивные заряды, используемые в промышленных це-
лях, можно условно подразделить на две группы: пробивающие и
режущие. Пробивающие заряды представляют собой компактные
осесимметричные кумулятивные заряды с кумулятивной выемкой
з форме конуса или полусферы (другие формы выемок использу-
ются редко), покрытой металлической (медной, стальной, реже
алюминиевой) облицовкой, соответственно называемой кониче-
ской или полусферической. При взрыве таких кумулятивных заря-
дов формируется высокоскоростная кумулятивная струя, проби-
вающая глубокое отверстие в преграде. Пробивающие кумулятив-
ные заряды применяются при перфорации нефтяных, водяных и
газовых скважин, для образования глубоких отверстий (шпуров) в
массивах горных пород, в скрапах, для пробивания отверстий в
плитах и т. п.
Режущие кумулятивные заряды представляют собой удли-
ненные заряды ВВ, имеющие удлиненную (клиновидную или по-
луцилиндрическую) кумулятивную выемку, покрытую металличе-
ской или металлополимерной облицовкой, соответственно назы-
ваемой клиновидной или полуцилиндрической. При взрыве таких
зарядов в результате схлопывания облицовки формируется пло-
ская кумулятивная струя (кумулятивный нож), которая и разрезает
преграду. Продольная ось удлиненных кумулятивных зарядов мо-
жет быть искривлена и иметь, например, форму окружности или ее
дуги. Режущие кумулятивные заряды применяют для резания
взрывом и разделения на фрагменты оболочечных конструкций,
вырезания заготовок, перерубания свай, тросов и т. п.
Явления кумуляции, т. е. концентрации в малом объеме
энергии, импульса, давления или другой физической величины,
возникают также при симметричном (цилиндрическом или сфери-
ческом) сходящемся течении сплошной среды, образующемся при
схлопывании пузырьков в идеальной жидкости, при схождении
Ударных или детонационных волн, при обжатии магнитного поля и
Др. [3]. В идеальных средах такие процессы приводят к явлению
Неограниченной кумуляции — возрастанию значений параметров
Движения и состояния среды (скорости, давления, напряженности
Магнитного поля) до бесконечности. Неустойчивость сходящихся
Учений и диссипативные процессы, начинающие играть важную
363

роль при больших скоростях течения среды, приводят к ограниче-
нию кумуляции [3].
В настоящей главе кратко рассмотрены физическая сущ.
ность кумулятивного эффекта взрыва и общие вопросы устройства
и действия кумулятивных зарядов, приведены основные зависимо-
сти, используемые для определения их пробивного действия, а
также конкретные примеры применения кумулятивных зарядов в
промышленных взрывных технологиях.
8.1.1. Принцип действия кумулятивного заряда
Рассмотрим принцип действия кумулятивного заряда с ме-
таллической облицовкой кумулятивной выемки, которая у осе-
симметричных кумулятивных зарядов имеет коническую форму, а
у удлиненных — клиновидную. При детонации ВВ образуются
продукты детонации, сжатые до давления 20...40 ГПа. Под дейст-
вием этого давления облицовка кумулятивной выемки движется с
высокой скоростью по направлению к оси (плоскости) симметрии.
Так как ускорение облицовки происходит под действием давления
продуктов детонации, многократно превышающего прочность ма-
териала облицовки, то ее прочностью можно пренебречь. В то же
время действующее давление не столь велико, чтобы большую
роль играла сжимаемость материала облицовки, тем более что об-
лицовки кумулятивных выемок изготовляются, как правило, из
слабосжимаемых материалов — стали, меди. Поэтому в качестве
реологической модели материала облицовки в процессе ее схло-
пывания можно принять модель идеальной несжимаемой жидкости.
Проанализируем процесс схлопывания облицовки. Пусть
облицовка (или ее элемент), наклоненная к оси симметрии под уг-
лом а, движется со скоростью {У0бл> направленной по нормали к
поверхности облицовки (рис. 8.3). Скорость и>, с которой облицов-
ка пересекает ось симметрии, равна
и> = ^. (8.1)
81П(Х
С этой скоростью перемещается вдоль оси симметрии вершина
схлопывающейся облицовки (точка К на рис. 8.3, а). В исходной
неподвижной системе координат трудно выделить наиболее суше-
364

б
Рис. 8.3. Кинематика схлопывания облицовки:
а — схлопывание облицовки и формирование кумулятивной струи: 1 — кумуля-
тивная струя; 2 — пест; б — переход в систему координат, связанную с вершиной
схлопывающейся облицовки К
ственное свойство течения — его стационарность. В системе коор-
динат, связанной с вершиной схлопывающейся облицовки, про-
цесс ее схлопывания становится стационарным и сводится к нате-
канию облицовки со скоростью щ на ось или плоскость симмет-
рии, играющую роль жесткой преграды (рис. 8.4). Для скорости щ
нетрудно получить выражение
При натекании плоской или конической облицовки на ось
симметрии образуются прямая и обратная струи, скорости кото-
рых соответственно равны щ и и2. Прямая струя образует пест,
обратная струя — кумулятивную струю. Обозначим массовые рас-
ходы жидкости (количество жидкости, протекающей за единицу
времени через поперечное сечение струи) в натекающей облицов-
ке иг0, в прямой и обратной струях т\ и т2 соответственно. Для
определения параметров движения воспользуемся законами со-
хранения массы, энергии и импульса:
365

т0 =тх + т2;
т0и0 _ тх и,
1
2..2
тпи
2 "2
Рис. 8.4. Схема течения жидкости
2 2 2
т«ш соза = тМ] - т~>и
(8.3)
ч0и0 ^
Чи\
2и2.
с прямой и обратной струями,
образующимися при натекании
облицовки на плоскость
Третье соотношение (8.3) — за-
пись закона сохранения импуль-
са в проекции на ось симметрии.
В сходящемся течении материа-
ла облицовки выделим две линии
тока, одна из которых уходит в прямую струю, другая — в обрат-
ную. Запишем для этих линий тока уравнение Бернулли
где р — плотность материала облицовки. Вдали от места слияния
облицовки ро = р\ = Р2 - 0, значит, щ = щ = и2. Из этого следует,
что длины образующихся при натекании облицовки прямой и об-
ратной струй равны между собой и равны длине образовавшей их
облицовки.
Для определения скоростей кумулятивной струи и песта не-
обходимо обратиться к исходной неподвижной системе координат.
Это равносильно изменению скоростей прямой и обратной струй,
движущихся в направлении оси симметрии, на скорость и>. Выпол-
нив это преобразование, получим выражения для скоростей куму-
лятивной струи 1)кс и песта ^пест:
Vкс = и2+\V =
С/,
обл
Ъ{ФУ
(8.4)
Исходя из (8.3), для масс кумулятивной струи т^с = т2 и
песта тпе<;т = т\ имеем следующие соотношения:
ткс =т0зт2(а/2);
тпесг=т0со52(а/2).
(8.5)
366

При скорости схлопывания облицовки С/0бл = 2,0...2,5 км/с и
угле ее раствора 2а = 60° скорость образующейся кумулятивной
струи будет равна 1)кс « 8 км/с, при этом масса облицовки, пере-
шедшая в кумулятивную струю, составит всего около 7 %. Ско-
рость песта мала — (1)пест « 0,6 км/с.
Изложенный подход к описанию кумулятивного эффекта
взрыва носит название гидродинамической теории кумуляции. Эта
теория предсказывает образование кумулятивных струй при лю-
бом угле раствора облицовки. Из (8.4) следует, что при уменьше-
нии угла раствора конической облицовки 2а скорость кумулятив-
ной струи ^кс неограниченно возрастает. Так как масса струи
уменьшается с увеличением угла раствора облицовки (см. (8.5)), то
кинетическая энергия кумулятивной струи остается ограниченной
сверху кинетической энергией образовавшей ее облицовки. Одна-
ко экспериментальные исследования показали, что существуют
ограничения кумуляции, связанные со сжимаемостью, прочностью
и вязкостью материала облицовки. Из этих ограничений следует,
что при малых углах соударения (2а < 20°) и дозвуковой (относи-
тельно скорости звука в материале облицовки с) скорости точки К
(^ < с) образуются неустойчивые кумулятивные струи, больше
напоминающие диспергированный поток микрочастиц. Такая си-
туация характерна для косого соударения пластин при сварке
взрывом. При больших углах соударения, когда а -> 90°, значение
радиальной компоненты вектора скорости облицовки становится
недостаточным для обеспечения гидродинамического режима
схлопывания. Кинетическая энергия радиального движения стано-
вится сравнимой с работой пластических деформаций, затрачи-
ваемой на обжатие облицовки, и схлопывание облицовки происхо-
дит без образования кумулятивной струи — формируется ком-
пактный ударник. Следовательно, образование кумулятивных
струй при дозвуковом режиме соударения происходит в некотором
Диапазоне значений угла соударения [17].
При сверхзвуковом режиме соударения (и> > с) заметную
роль начинает играть сжимаемость схлопывающейся облицовки
Или соударяющихся пластин. В этом случае при соударении всегда
образуются ударные волны, которые при угле соударения, мень-
шем некоторого критического угла акр, присоединены к точке
Контакта К (рис. 8.5, а). Значение критического угла акр зависит от
367

Рис. 8.5. Косое соударение сжимаемых струй со сверхзвуковой скоро-
стью (ХМ— фронт отсоединенной от точки контакта К ударной волны):
а — а<акр;б — а>акр
скорости схлопывания облицовки {Уобл- При а < акр во фронте
присоединенных к точке контакта К ударных волн поток нате-
кающей облицовки разворачивается и соударение происходит без
образования обратной (кумулятивной) струи. Если а > акр, то
ударные волны уходят вверх по потоку натекающей облицовки
(рис. 8.5, б), а само соударение происходит в дозвуковом режиме с
образованием кумулятивной струи. Однако такие кумулятивные
струи, как показывает опыт, быстро расширяются в радиальном
направлении и превращаются в дисперсный поток микрочастиц.
Критерий струеобразования в форме а > акр, строго говоря,
справедлив только при плоском сверхзвуковом сходящемся тече-
нии, т. е. при соударении пластин. При схлопывании конических
облицовок реализуется сходящееся коническое течение, которое,
если не учитывать диссипативные процессы, невозможно без об-
разования обратной струи [3, 7]. Это происходит в результате уве-
личения значения радиальной компоненты вектора скорости обли-
цовки по мере ее схлопывания, вследствие чего угол при вершине
облицовки будет непрерывно увеличиваться, что и приведет при
достижении ею оси симметрии к образованию кумулятивной
струи. Обзор критериев струеобразования дан в работе [17].
Итак, будем считать, что в результате схлопывания облицов-
ки образовалась кумулятивная струя длиной /Кс, диаметром с1кс>
движущаяся со скоростью ^кс. При достижении преграды куму-
лятивная струя начинает в нее проникать. Поскольку скорость ку-
мулятивной струи велика, характерные давления, возникающие в
преграде, намного превышают прочность взаимодействующих
368

^КС ^прон
»лрон-*>КС
а
Рис. 8.6. Схема проникания кумулятивной струи в преграду:
а — в неподвижной системе координат; б — в подвижной системе координат
(точка торможения К неподвижна)
материалов. Поэтому процесс проникания будем анализировать,
основываясь на гидродинамической теории проникания, когда в
качестве моделей и материала струи, и материала преграды при-
нимается модель идеальной несжимаемой жидкости. За исключе-
нием начального этапа взаимодействия проникание кумулятивной
струи в преграду происходит с постоянной скоростью ^прон. Схе-
ма образующегося течения приведена на рис. 8.6. В системе коор-
динат, связанной с вершиной образованной в преграде каверны,
течение стационарно и эквивалентно натеканию двух струй жид-
кости друг на друга (рис. 8.6, б): преграда (струя жидкости беско-
нечного диаметра) движется влево со скоростью ^прон, а кумуля-
тивная струя движется вправо со скоростью (1)кс - 1)прои). Записы-
вая уравнение Бернулли для осевых линий тока в кумулятивной
струе и в преграде и используя третий закон Ньютона для давле-
ния торможения, получаем следующее соотношение:
_Р^прон _РксКс-^прон)2
'" 2 2
Р = -
(8.6)
где р, ркс — плотности материалов преграды и кумулятивной
струи соответственно. Из (8.6) следуют соотношения между ско-
ростью кумулятивной струи и скоростью ее проникания в преграду:
369

V
^КС ^прон , . ^
1)
V г- ^
^прон
1 + л/р/Ркс
Весь процесс проникания («срабатывания») кумулятивной
струи завершается за время (9 равное
^_ чес
™КС ~ ™прон
При этом в преграде образуется каверна глубиной I, равной
1) I
Г = 1) / = прон кс
^ "прОН ' Л1 _ Л)
^КС ^прон
или (при использовании первого соотношения (8.7))
1 = /кс|Р^- (8.8)
Формула (8.8), связывающая глубину проникания и плот-
ность материала преграды с длиной и плотностью материала ку-
мулятивной струи, и есть знаменитая формула Лаврентьева. Глу-
бина проникания в соответствии с формулой Лаврентьева оказы-
вается независимой от скорости кумулятивной струи. Однако
диаметр образованной в преграде каверны й определяется скоро-
стью кумулятивной струи, точнее ее кинетической энергией. Объ-
ем образованной в преграде каверны V, как показывает анализ экс-
периментальных данных, пропорционален кинетической энергии
кумулятивной струи Екс, т. е. V = А~1ЕКс- Коэффициент пропор-
циональности А иногда называют удельной работой, затрачиваемой
на вытеснение материала преграды. Для мягких сталей А = 2,8 ГПа,
для меди А = 1,2 ГПа, для алюминия А = 0,83 ГПа [17]. Полагая,
что каверна и кумулятивная струя имеют формы цилиндров с со-
отношением высот, определяемым формулой Лаврентьева (8.8),
получаем
^4с^=^^- (8-9)
370

При энергетическом подходе к определению диаметра ка-
верны трудно учесть тепловые потери энергии, которые при высо-
коскоростном проникании могут быть значительными. Подход,
основанный на законе сохранения импульса, лишен этого недо-
статка. Согласно этому подходу диаметр каверны может быть вы-
числен с помощью соотношения [19]
Л= /Рркс ^/кс^кс, (8.10)
где У— динамический предел текучести материала преграды.
Формула Лаврентьева не учитывает эффект «остаточного»
проникания развернутой на дне каверны кумулятивной струи. В
соответствии с рассматриваемой моделью проникания, основанной
на гидродинамике несжимаемой жидкости, израсходованная часть
кумулятивной струи приобретает форму трубки. В системе коор-
динат, связанной с вершиной образованной в преграде каверны,
вследствие несжимаемости материала кумулятивной струи ее ско-
рость равна скорости втекающей струи (^кс - 1)прон), но направ-
лена она в противоположную сторону (см. рис. 8.6, б). В непод-
вижной системе координат скорость обратной струи будет равна
1)г = 21>прон-1>кс (рис. 8.6, а). Подставляя в эту формулу выра-
жение для скорости проникания (8.7), получаем
( \
■1
«г^кс
1 + л/р/Ркс
Из этой формулы следует, что при проникании кумулятивной
струи в среды, менее плотные, чем материал струи, направление ос-
таточной скорости «сработавшейся» струи совпадает с направлением
проникания, что может вызвать дополнительное увеличение глубины
проникания струи в преграду, не учитываемое формулой Лаврентье-
ва. При проникании кумулятивной струи в более плотную среду ос-
таточная скорость направлена в обратном направлении (против на-
правления проникания) и способствует оттоку кинетической энергии
струи из зоны формирования каверны. При равенстве плотностей
взаимодействующих материалов 1)г = 0 и вся кинетическая энергия
кумулятивной струи передается преграде.
371

При выводе формулы Лаврентьева сжимаемостью матера
лов преграды и кумулятивной струи пренебрегали. Однако при
сверхзвуковом проникании металлических кумулятивных струй в
относительно малоплотные и сжимаемые материалы, такие, как
вода, полимеры, ВВ и др., перед проникающей кумулятивной
струей формируется баллистическая ударная волна. Во фронте
этой баллистической ударной волны плотность материала прегра-
ды увеличивается, и кумулятивной струе приходится проникать в
более плотный материал. В соответствии с этим глубина проника-
ния кумулятивной струи уменьшается. Наиболее заметен этот эф.
фект при высокой скорости кумулятивной струи. Ударная волна,
распространяющаяся в кумулятивной струе, увеличивает плот-
ность материала струи, что сказывается на глубине ее проникания.
Особенно этот эффект важен при проникании дисперсных кумуля-
тивных струй.
Будем характеризовать изменение плотностей материалов
кумулятивной струи и преграды в ударной волне величинами >.кс
и X, равными
I _1 , РКС .
РКС1
Р.
где индексом 1 отмечены плотности материалов, сжатых ударной
волной. Тогда для глубины проникания кумулятивной струи мож-
но получить соотношение [14]
/Ркс(1 + ^кс)
р(1 + Х)
1 = 1ксГС): :,■ (в-")
Если взаимодействующие материалы обладают примерно одина-
ковой сжимаемостью (медь, сталь), то, как следует из (8.11), влия-
ние сжимаемости практически не проявляется.
Если пренебречь сжимаемостью материала кумулятивной
струи по сравнению со сжимаемостью материала преграды, на-
пример при анализе проникания медной струи в воду или органи-
ческое стекло, то (8.11) примет вид
372

Аэк ~ 'КС.
Ркс
Р(1 + Ь)
Для материалов с линейной ударной адиабатой ^ув = а + Ьи
(Рув — скорость ударной волны, и — массовая скорость на фронте
ударной волны) А, = 1-и/1>ув. Поскольку при стационарном сверх-
звуковом проникании #ув = 2«Упрон, и = СОпрои-а)/Ь9 то для от-
ношения глубины проникания кумулятивной струи в сжимаемую
преграду Ьсж к глубине проникания кумулятивной струи в несжи-
маемую преграду Ь справедливо соотношение
еж _
I
ЫО,
прон
1 + Ь ^про„(1 + *)-«
Зависимости -&*-( 1)прон) для воды, органического стекла и ВВ при-
ведены на рис. 8.7. Как и следовало ожидать, роль сжимаемости
проявляется при большой скорости проникания (^прон > 5 км/с) и
сводится к уменьшению глубины проникания на 10... 15 %.
При небольшой скорости проникания начинает играть за-
метную роль прочность взаимодействующих материалов. При-
ближенно учесть прочность материалов преграды и кумулятивной
струи можно путем модификации гидродинамической модели
проникания. Модифицированное
уравнение Бернулли (8.6) прини-
мает вид [1]
Р = -
рК
2
прон
+ #дин -
^РксКс-^прон)2
+ Гко (8Л2>
гДе Ядин — динамическая твер-
дость материала преграды; Укс —
Динамический предел текучести
Материала кумулятивной струи.
Количественный анализ процес-
^прон' км/с
Рис. 8.7. Влияние сжимаемости
материала преграды на глубину
проникания медной кумулятив-
ной струи в преграду:
1 — органическое стекло; 2 — ВВ;
3 — вода
373

са проникания с использованием (8.12) содержится в работах
[1, Н, П].
В экспериментах обнаружено, что уменьшение глубины про.
никания кумулятивной струи с увеличением прочности материала
преграды определяется отношением динамической твердости мате-
риала преграды к давлению полного торможения кумулятивной
струи. Это безразмерное отношение называют числом Эйлера Ей:
Еи = 2Ядин
Ркс™кс
Учесть влияние прочности материала преграды на глубину
проникания в нее кумулятивной струи можно путем введения в
формулу Лаврентьева (8.8) некоторой убывающей функции числа
Эйлера ф(Еи), такой, что (р(0) = 1. Разлагая эту функцию в окре-
стности нуля в ряд и оставляя только члены первого порядка мало-
сти, получаем приближенную формулу для глубины проникания,
учитывающую прочность материала преграды:
^"'КСл/
1 2Ядин
Ркс™кс у
(8.13)
Прочностное сопротивление материала преграды останавли-
вает проникание, когда давление торможения кумулятивной струи
становится равным динамической твердости материала преграды.
Скорость кумулятивной струи, при которой достигается это равен-
ство, называют критической скоростью ^кр. Выражение для нее
следует из (8.13):
8.1.2. Моделирование проникания кумулятивных струй
реальных кумулятивных зарядов
Кумулятивные струи реальных кумулятивных зарядов отли-
чаются от рассмотренных идеализированных струй. Скорость ме-
тания металлической облицовки изменяется от максимального
374

значения в вершине облицовки до минимального у ее основания.
Вследствие этого образующаяся при схлопывании облицовки ку-
мулятивная струя вдоль своей длины имеет переменную скорость.
Она максимальна в головной части струи и минимальна в хвосто-
вой (см. рис. 8.3, б). Поэтому во время движения кумулятивная
струя растягивается. Однако увеличение длины кумулятивной
струи ограничено некоторым предельным удлинением, при пре-
вышении которого струя разрывается на отдельные элементы. Раз-
рыв кумулятивной струи приводит к тому, что в последующем ее
движении суммарная длина элементов не увеличивается. Поэтому
и глубина проникания кумулятивной струи в преграду имеет мак-
симум на некотором расстоянии кумулятивного заряда от прегра-
ды. Это расстояние называют фокусным.
Удаление кумулятивного заряда от преграды на расстояние,
большее фокусного, приводит к уменьшению глубины проникания
струи в преграду, во-первых, в результате вращения отдельных
элементов струи, во-вторых, вследствие возмущения ее прямоли-
нейной формы. Основная причина возмущения прямолинейной
формы кумулятивной струи заключается в следующем. Ввиду не-
симметричности схлопывания металлической облицовки, обуслов-
ленной перекосом и асимметрией фронта детонационной волны, а
также разнотолщинностью облицовки, элементы кумулятивной
струи в процессе своего образования приобретают некоторую по-
перечную скорость 1)г Наличие поперечной компоненты вектора
скорости и приводит к отклонению траекторий отдельных элемен-
тов кумулятивной струи от осевой линии, что в конечном итоге
ведет к уменьшению глубины проникания струи в преграду, по-
скольку сильно отклонившиеся ее элементы попадают на боковую
поверхность каверны и не участвуют в увеличении ее глубины.
Обычно параметры функционирования реальных кумуля-
тивных зарядов рассчитывают с помощью либо численных, либо
приближенных (инженерных) методов, в основе которых лежит
разбиение облицовки на отдельные элементы, для каждого из ко-
торых справедливы соотношения (8.4) и (8.5). Рассмотрим про-
стую расчетную модель процесса проникания кумулятивной струи
в преграду, учитывающую эффекты растяжения, разрушения и бо-
кового сноса струи.
Процесс проникания кумулятивной струи в однородную
Преграду описывается модифицированным уравнением Бернулли
375

(8.12), согласно которому скорость проникания ^прон определяется
следующим выражением [14]:
^прон=7^-г(^с-У>кс+^), (8.14)
где
У =
Р
■У
^ _(Ядин-Гкс)(1-у2)
Ркс
А = -
Для динамической твердости материала преграды справедливо
приближенное соотношение Ядин « ЗУ. В расчетах проникания
кумулятивных струй в прочные преграды прочностью материала
кумулятивной струи, как правило, пренебрегают и полагают Укс = 0.
Диаметр каверны, образующейся в полубесконечной преграде при
проникании элемента кумулятивной струи, определяют с помо-
щью соотношения (8.9) или (8.10).
Одним из важнейших начальных параметров кумулятивной
струи является распределение скорости ее элементов вдоль ее
длины. Весьма плодотворно предположение о линейном характере
этого распределения [20]: скорость кумулятивной струи изменяет-
ся линейно вдоль длины струи от значения 1)ксо в головной части
до значения ^КСт1п в хвостовой. Такое предположение для про-
стых конструкций кумулятивных зарядов подтверждается как тео-
ретическими расчетами, так и экспериментальными исследова-
ниями. Кумулятивная струя с линейным распределением скорости
может рассматриваться как струя, истекающая из некоторой точ-
ки-источника, находящейся на расстоянии Р от преграды. Каждый
элемент кумулятивной струи имеет собственную скорость *УКС и в
системе координат, начало которой находится в точке — источни-
ке струи, движется по траектории х = 1)кс(. С достаточной для
многих практических задач точностью расстояние Р можно счи-
тать равным расстоянию между кумулятивным зарядом и прегра-
дой [20]. Так как градиент скорости вдоль длины кумулятивной
струи постоянен, то ее разрушение происходит после достижения
предельного удлинения одновременно по всей длине в некоторый
момент времени *р.
376

Глубина проникания Ь такой кумулятивной струи в преграду
0пределяется в основном ее длиной, которая зависит от характер-
ах скоростей струи 1)ксо и 1)КСт{п9 от расстояния между кумуля-
тивным зарядом и преградой Г и от времени разрушения струи (р.
На глубину проникания существенное влияние оказывает также
поперечная скорость элементов кумулятивной струи 1)п которую
они приобретают при формировании струи или вследствие несо-
вершенства кумулятивного заряда, или при разрыве струи, или в
результате каких-либо других причин. Для современных кумуля-
тивных зарядов с медными облицовками кумулятивных выемок
Vкс0 = 7000...9000 м/с, V, = 5...15 м/с [20].
На рис. 8.8 в координатах (х, () представлена пространствен-
но-временная диаграмма процесса проникания кумулятивной
струи в преграду. Уравнение кривой проникания имеет вид
л
"Г^прон, (8-15)
где \ - Р + Ь — координата дна каверны. Поскольку, как следует
из рис. 8.8,
то приращение глубины проникания <И связано с длиной элемента
кумулятивной струи (Л1 дифференциальным уравнением
СИ _ ^прон
Л ^кс - Упрон
(8.16)
Знак минус в правой части (8.16) стоит потому, что сИ и сИ имеют
разные знаки в том смысле, что увеличение глубины проникания
<& соответствует уменьшению длины элемента кумулятивной
струи с11 В то же время длина элемента кумулятивной струи с ли-
синым распределением скорости однозначно связана с изменени-
ем скорости струи Л>кс вдоль ее длины (см. рис. 8.8):
377

А
Т
<й
(%Г«>прон>*
сИ
^пронЛ]
«КС*
Рис. 8.8. Пространственно-временная диаграмма процесса проникания
растягивающейся кумулятивной струи с линейным распределением ско-
рости в преграду:
1 — траектория головного элемента кумулятивной струи х:
%с'--3
1)КС0Г; 2 — траекто-
рия переднего торца выделенного элемента кумулятивной струи х
траектория заднего торца выделенного элемента кумулятивной струи х =
= у1)кс - *ДОкс)г; 4 — траектория хвостового элемента кумулятивной струи
х = ^кс т1п Г; 5 — траектория проникания кумулятивной струи в преграду; 6 —
преграда
(11 = 1-(1(1)кс при *</р;
(Н = (р-<ЗУКС при ' > *р>
(8.17)
где * = ^/^кс ~{Р + ^)/<Укс — время полета рассматриваемого
элемента кумулятивной струи до дна каверны. Объединив соот-
ношения (8.14)—(8.17), получим дифференциальные уравнения
кривой проникания в переменных Ь, 1>кс:
378

V
прон
Vк^ - V,
(IV
Р + Ь Г+Ь^
при — <*0;
V»
V]
КС
прон
™КС ™прон
^*прон *р
при
Р + Ь
(8.18)
■>/«
КС
Первое дифференциальное уравнение (8.18) описывает проника-
ние в преграду непрерывной кумулятивной струи, а второе — ра-
зорванной струи. Эмпирический коэффициент апрон учитывает из-
менение проникающей способности разорванной кумулятивной
струи. Значение апрон зависит от двух конкурирующих процессов.
Инерционное течение материала преграды при проникании в нее
разорванной кумулятивной струи приводит к тому, что апрон > 1;
вращение элементов разорванной кумулятивной струи, наоборот, вы-
зывает уменьшение глубины проникания, и, как следствие, апрон < 1.
В расчетах, как правило, полагают апрон = 1.
Для случая проникания кумулятивной струи в преграду, не
обладающую прочностью, дифференциальные уравнения (8.18)
легко интегрируются. Интегрируя первое уравнение (8.18), можно
определить максимальную глубину проникания непрерывной ку-
мулятивной струи с линейным распределением скорости
^тах " Г
V,
Лу
ксо
%
КС тт
-1
(8.19)
А интегрируя второе уравнение (8.18), можно найти глубину прони-
кания разорванной кумулятивной струи, когда (Р + 1)/Фкс > *Р:
V
\™КС0 ™КСтт]'р
(8.20)
Если кумулятивная струя проникает в преграду сначала в непре-
рывном состоянии, а затем в разорванном, то для определения
суммарной глубины проникания необходимо созместное решение
Уравнений (8.19) и (8.20).
Условием того, что действие элемента кумулятивной струи,
обладающего осевой скоростью <€а и поперечной скоростью V;,
379

приведет к увеличению глубины проникания струи в преграду
является выполнение неравенства
КС
Физический смысл неравенства (8.21) заключается в том, что эле-
мент кумулятивной струи будет участвовать в пробитии преграды,
если его боковой снос при достижении дна каверны не превысит
расстояния от поверхности кумулятивной струи до стенки кавер-
ны. Неравенство (8.21) можно записать в виде
Vкс >%» = — — •
КС КР ^кс
Теперь определим дискретную булеву функцию г\, следую-
щим образом:
Рис. 8.9. Зависимости относи-
тельной глубины проникания
кумулятивной струи в преграду
от относительного расстояния
между преградой и кумулятив-
ным зарядом:
/ — для реального кумулятивного
заряда; 2 — для высокоточного
кумулятивного заряда; 3 — для
идеального кумулятивного заряда;
4 — линия разрушения кумулятив-
ной струи
|о при г;кс^кр,
11<-|1 при *кс<*к, (8'22)
Используя функцию (8.22), най-
дем вклад (И\ элемента кумуля-
тивной струи, обладающего по-
перечной скоростью, в пробитие
преграды:
^ = (1-1],)^,
где (ЛЬ — приращение глубины
проникания невозмущенной ку-
мулятивной струи. Также исполь-
зуя функцию (8.22), второе диф-
ференциальное уравнение (8.18),
описывающее проникание разо-
рванной кумулятивной струи,
имеющей поперечную скорость,
запишем в виде
380

Ж-'-'у^—0^1^-^ (8'23)
Лнтегрирование полученной системы дифференциальных уравне-
ний (8.18) с учетом (8.23) позволяет достаточно хорошо описывать
зависимости относительной глубины проникания Ь/с1обл кумуля-
тивной струи в преграду от относительного расстояния Р/с1о6л
между преградой и кумулятивным зарядом. Эти зависимости, на-
зываемые экранными кривыми или кривыми проникания, характе-
ризуют качество изготовления кумулятивных зарядов. Вид этих
зависимостей показан на рис. 8.9. Максимальная глубина прони-
кания кумулятивных струй современных высокоточных кумуля-
тивных зарядов наблюдается при их установке на расстоянии Р =
= (4...6)б/обл от преграды и достигает значения (8...10Уобл (Уобл —
диаметр металлической облицовки или кумулятивного заряда). А
максимальная глубина проникания кумулятивных струй промыш-
ленных кумулятивных зарядов намного меньше: она составляет
около 4</обл при Р = (2.. .4)</обл.
8.2. Влияние конструктивных характеристик
и условий применения
осесимметричных кумулятивных зарядов
на их пробивное действие
Пробивное действие кумулятивного заряда характеризуется
глубиной проникания Ь кумулятивной струи в преграду. Посколь-
ку значение Ь в основном зависит от длины образующей металли-
ческой облицовки, то для геометрически подобных кумулятивных
зарядов Ь ~ 4>бл- Поэтому глубину проникания кумулятивной
струи обычно измеряют в диаметрах металлической облицовки
или кумулятивного заряда.
Для кумулятивного заряда определенных размеров и формы
значение Ь зависит от материала и формы облицовки кумулятив-
ной выемки. Для большинства промышленных кумулятивных за-
рядов облицовка выемки изготовляется из меди или стали, имеет
Коническую форму с углом при вершине 30°...90° и толщину
^обл = (0,02...0,05)б/Обл. При уменьшении угла раствора облицовки
381

в результате увеличения длины образующей облицовки возрастает
длина кумулятивной струи, а значит, и глубина ее проникания
в преграду Ь. Следует отметить, что существует оптимальный угол
раствора облицовки 2а, когда при заданных массе, или объеме,
или диаметре заряда обеспечивается максимальное значение Ь. Для
медных и стальных облицовок и стальных преград угол 2а = 40°.. .60°.
Экспериментально установлено, что с увеличением толщины
облицовки 50бл до некоторой оптимальной толщины 50бл. опт глу-
бина проникания Ь возрастает, а при дальнейшем увеличении —
уменьшается (рис. 8.10). Оптимальная толщина облицовки опре-
деляется углом ее раствора 2а: с уменьшением значения 2а значе-
ние 80бл. опт увеличивается. Если кумулятивный заряд изготовляют
из более мощных ВВ, то значение 50бл. опт возрастает приблизи-
тельно пропорционально квадрату скорости детонации.
Для увеличения эффективности пробивного действия куму-
лятивных зарядов кумулятивные выемки иногда покрывают обли-
цовками переменной толщины. Причем толщина облицовки может
увеличиваться как в направлении от ее вершины к ее основанию,
так и в обратном направлении. Варьирование толщины облицовки
позволяет регулировать распределение скорости кумулятивной
струи вдоль ее длины и выход материала облицовки в струю.
При выборе материала для облицовок кумулятивных вы-
емок, имеющихся в промышленных кумулятивных зарядах, в ос-
новном руководствуются экономическими соображениями и в
большинстве случаев используют облицовки из пластичной мало-
углеродистой стали, хотя наиболее эффективными являются обли-
цовки из более плотной и пластичной меди. В настоящее время
делаются попытки использования
I I в некоторых промышленных ку-
мулятивных зарядах (например, в
Зн у ч. зарядах кумулятивных перфора-
2Ь- ^ч. торов) облицовок, получаемых
|1 >ч прогрессивными методами по-
1 , , , , , , рошковой металлургии из по-
0 0,03 0,09 0,15 80бл/й?обл рошков различных металлов и
Рис. 8.10. Зависимость глубины сплавов. При схлопывании таких
проникания кумулятивной струи облицовок формируются кумуля-
в преграду от толщины металли- тивные струи с увеличенным вы-
ческой облицовки ходом материала облицовки в
382

струю без образования монолитных пестов. Кроме того, композит-
ные облицовки из порошков вольфрама и меди при схлопывании
образуют дисперсные струи, сохраняющие достаточно высокую
проникающую способность при больших степенях удлинения, что
обеспечивает их высокую эффективность при перфорации скважин.
В случае гибких удлиненных кумулятивных зарядов мате-
риалом для облицовок кумулятивных выемок служат металлона-
полненные полимеры, состоящие на 80...90 % из порошков меди
или железа и на 10... 15 % из эластичной полимерной связки. При
взрывном обжатии таких облицовок формируются плотные дис-
персные потоки частиц материала, перерезающие тонкие преграды.
Для разрушения взрывом бетонных массивов (мощных фун-
даментов или стен) сначала необходимо пробить шпуры, в кото-
рых будут размещены заряды ВВ. Использование для этой цели
кумулятивных зарядов имеет хорошие перспективы. Основное
требование к таким кумулятивным зарядам — образование в пре-
граде при проникании в нее кумулятивной струи каверны макси-
мального объема. Экспериментальные исследования показали, что
максимальный объем каверны достигается при использовании
алюминиевых конических облицовок с увеличенными до 100° уг-
лом раствора и до 0,08^Обл толщиной облицовки. При использова-
нии медных облицовок образуются глубокие каналы небольшого
диаметра, малопригодные для последующего размещения в них
разрушающих зарядов ВВ. Максимальный эффект, получаемый
при действии алюминиевых кумулятивных струй, объясняется, по-
видимому, тем, что плотности и акустические импедансы алюми-
ния и бетона достаточно близки.
На эффективность пробивного действия кумулятивных заря-
дов влияют также геометрические формы облицовок кумулятив-
ных выемок. Коническая облицовка с острым углом при ее верши-
не оказывается неоптимальной. В окрестности вершины облицов-
ки, где ее радиус мал, продукты детонации не успевают разогнать
облицовку до высокой скорости. Поэтому скорость элементов ку-
мулятивной струи, формируемых из вершинной части облицовки,
оказывается меньше скорости следующих элементов струи. Это
обстоятельство приводит к сокращению эффективной длины ку-
мулятивной струи и уменьшению глубины ее проникания в пре-
П^аду. Для предотвращения этого нежелательного эффекта вер-
шинную часть конической облицовки скругляют и утоняют либо
383

вовсе отрезают. Кроме того, для интенсификации разгона вершин*
ной части облицовки с помощью линзовых узлов профилируют
фронт детонационной волны таким образом, чтобы он оказался
параллельным поверхности облицовки.
При использовании полусферических облицовок получаются
более короткие малоградиентные кумулятивные струи с увеличен-
ным выходом материала облицовки в струю. В этом случае при
уменьшении глубины проникания кумулятивной струи в преграду
увеличивается диаметр образующейся в преграде каверны. Поэто-
му кумулятивные заряды с полусферическими облицовками куму-
лятивных выемок используют для пробивания не очень толстых
преград. Интересен механизм формирования кумулятивной струи
из полусферической облицовки. В зависимости от распределения
скорости элементов облицовки вдоль самой облицовки она либо
выворачивается с последующим радиальным обжатием, либо
схлопывается в компактное осесимметричное тело с последующим
формированием осевой кумулятивной струи по механизму потери
устойчивости радиально-симметричного сходящегося течения ма-
териала облицовки. Кумулятивные заряды с полусферическими
облицовками кумулятивных выемок используются не только для
пробивания и разрушения преград, но и для метания порошков
различных металлов и сплавов при их напылении на различные
подложки. Облицовка в этом случае состоит из напыляемого по-
рошкообразного материала. Именно при таком взрывном напыле-
нии обнаружено сверхглубокое проникание напыляемых частиц в
подложку.
Другие формы облицовок проанализированы в работах [13,17].
Наиболее распространенной формой осесимметричных ку-
мулятивных зарядов является цилиндрическая. Однако стремление
минимизировать массу заряда ВВ при сохранении глубины прони-
кания кумулятивной струи на необходимом уровне привело к ис-
пользованию цилиндроконических и конических кумулятивных
зарядов. Особенно актуальна минимизация массы зарядов кумуля-
тивных перфораторов. Специальные исследования показали, что
для сохранения глубины проникания кумулятивной струи на од-
ном и том же уровне высота цилиндрической части цилиндроко-
нического заряда должна составлять не менее половины высоты
облицовки. Применение конических зарядов приводит к некото-
рому уменьшению глубины проникания кумулятивной струи.
384

По условиям эксплуатации практически все кумулятивные
заряды должны иметь оболочку. Наличие прочной массивной ме-
таллической оболочки приводит к усилению пробивного действия
кумулятивного заряда. Однако при взрыве кумулятивных зарядов,
имеющих металлические оболочки, образуются осколочные пото-
ки, что в определенной степени ограничивает применение таких
зарядов. Поэтому оболочки промышленных кумулятивных зарядов
желательно изготовлять из полимерных материалов или стекло-
эпоксидных композиционных материалов, не образующих при
разрушении осколков с высокой поражающей способностью. Та-
кие оболочки не оказывают заметного влияния на пробивное дей-
ствие зарядов.
В некоторых экспериментах было обнаружено, что наличие
небольшого равномерного зазора между зарядом ВВ и облицовкой
приводит к увеличению глубины проникания кумулятивной струи
в преграду. Такой эффект был достигнут при использовании куму-
лятивных зарядов диаметром 15 мм и ширине зазора до 2 мм.
8.3. Кумулятивные перфораторы
В процессе сооружения нефтяной скважины вскрытие продук-
тивного нефтегазового пласта в большинстве случаев осуществляется
дважды: первый раз пласт вскрывают при бурении скважины, второй
раз — после крепления скважины зацементированной обсадной ко-
лонной. Для множественной перфорации стенок обсадной колонны,
цементного кольца и породы чаще всего используют кумулятивные
перфораторы. Схемы движения жидкости из нефтегазового пласта в
неукрепленную и в укрепленную перфорированную скважины пока-
заны на рис. 8.11. Вопросам проектирования кумулятивных перфора-
торов посвящена обширная литература (см. библиографию в работе
[4]). В этом разделе кратко описаны устройство и действие кумуля-
тивных перфораторов [8].
Главной частью кумулятивных перфораторов являются мало-
габаритные осесимметричные кумулятивные заряды с металлической
(чаще всего медной) облицовкой кумулятивной выемки. В настоящее
время средняя глубина нефтяных скважин в России составляет 2000 м.
На такой глубине температура в скважине достигает 100 °С, а гидро-
статическое давление скважинной жидкости составляет 30 МПа.
— 1483
385

Рис. 8.11. Схемы движения жидкости из нефтегазового пласта в неукреп-
ленную (а) и в укрепленную перфорированную (б) скважины
В перспективных скважинах глубиной 3000...4500 м температура и
давление возрастают соответственно до 200 °С и 100 МПа. В высоко-
температурных (термальных) скважинах температура 250...330°С
достигается уже на глубине 2000...3000м [16]. Таким образом, ку-
мулятивные перфораторы должны надежно функционировать
после длительного (в течение нескольких дней) пребывания в ус-
ловиях достаточно высоких температуры и внешнего давления.
Стабильность свойств кумулятивных зарядов обеспечивается тер-
мостойкими ВВ, в качестве которых используют составы на осно-
ве гексогена (температура в скважине Т= 100... 150 °С), октогена
(Т = 180 °С), нитрофениламина НТФА, гексанитростильбена ГНС
(Г= 250 °С) и других ВВ [16].
Непременным условием образования кумулятивной струи
является отсутствие в кумулятивной выемке плотного вещества.
Для правильного формирования кумулятивной струи требуется
также свободное пространство между кумулятивным зарядом и
преградой. Кумулятивные заряды кумулятивных перфораторов
изолируют от скважинной жидкости путем размещения их либо в
общем герметичном корпусе (корпусные кумулятивные перфора-
торы), либо в индивидуальных герметичных оболочках (бескор-
пусные кумулятивные перфораторы). Кумулятивные перфораторы
опускаются в скважины под действием силы тяжести или на гео-
физическом (каботажном) кабеле, или на навосно-компрессорных
трубах. Подрыв кумулятивных зарядов осуществляется с помощью
детонирующего шнура и взрывного патрона или другого устрой-
ства для возбуждения детонации, действующего от электрического
или ударного импульса.
386

Рис. 8.12. Схема кумулятивной перфорации скважины:
/ — кумулятивный заряд; 2 — корпус кумулятивного перфоратора; 3 — слой
скважинной жидкости; 4 — стенка обсадной колонны; 5 — слой цементного кам-
ня- $ — ствол скважины; 7 — нефтеносный слой породы; 8 — газовый пузырь;
9__ кумулятивная струя; 10 — перфорационный канал; 11 — пест
Схема кумулятивной перфорации скважины представлена на
рис. 8.12. При перфорации кумулятивная струя должна пробить
сложную многослойную преграду, состоящую из слоя скважинной
жидкости (10... 15 мм), стенки обсадной колонны (6... 12 мм стали)
и слоя цементного камня (20...50 мм), а затем углубиться в поро-
ду. Суммарная глубина проникания кумулятивной струи в такую
сложную преграду для разных кумулятивных перфораторов ко-
леблется в пределах Ь = 150...300 мм. Для повышения продуктив-
ности скважины необходимо стремиться к увеличению глубины и
диаметра образуемого при перфорации канала. Для уменьшения
гидравлического сопротивления канала особые требования предъ-
являются к чистоте канала и недопустимости закупоривания его
пестом. В связи с этим актуальны работы по получению кумулятив-
ных струй с разрушающимися пестами путем использования обли-
цовок, полученных прессованием порошков меди, вольфрама и др.
Конструкции основных типов кумулятивных перфораторов
приведены на рис. 8.13—8.15 [4]. Корпусные кумулятивные пер-
фораторы многократного использования (рис. 8.13) имеют толсто-
стенные стальные корпуса с отверстиями напротив кумулятивных
зарядов для прохода кумулятивных струй. Отверстия расположены
по спирали с углом сдвига осей 90° и герметизированы специаль-
ными пробками. Корпусные кумулятивные перфораторы однократ-
13*
387

Рис. 8.13. Конструкция корпусного
кумулятивного перфоратора мно-
гократного использования:
1 — стальной корпус; 2 — герметизи-
рующие пробки; 3 — детонирующий
шнур; 4 — кумулятивные заряды; 5 —
взрывной патрон
388
Рис. 8.14. Конструкция корпусного
кумулятивного перфоратора одно-
кратного использования:
1 — кабельный наконечник; 2 — элек-
троввод; 3 — головка перфоратора; 4 —
корпус; 5 — кумулятивный заряд; 6 —
детонирующий шнур; 7 — взрывной
патрон

ного использования (рис. 8.14) имеют сплошные корпуса из отно-
сительно тонкостенных труб, пробиваемых кумулятивными
струями. Кумулятивные заряды в таких перфораторах монтируют
с поочередно противоположной ориентацией. Корпусные кумуля-
тивные перфораторы в отличие от бескорпусных имеют более
простую конструкцию. Кумулятивные заряды и устройства для
возбуждения детонации в корпусных кумулятивных перфораторах
размещены в воздушной среде. Прочный корпус кумулятивного
перфоратора воспринимает основную долю энергии взрыва и
улавливает разлетающиеся осколки, образующиеся при разруше-
нии оболочек кумулятивных зарядов, защищая обсадную колонну
от их воздействия. Благодаря этому практически исключается
опасность повреждения обсадной колонны (даже не зацементиро-
ванной) и нарушения изоляции разнородных пластов. В то же вре-
мя, поскольку стенки корпуса занимают часть площади попереч-
ного сечения, размеры кумулятивных зарядов приходится умень-
шать, в связи с чем уменьшается их пробивная способность.
В бескорпусных ленточных кумулятивных перфораторах
(рис. 8.15) кумулятивные заряды в стеклянных, ситалловых или
керамических оболочках монтируются с противоположной ориен-
тацией в ленточном каркасе из стали. Отдельные ленты соединяют
друг с другом, образуя гирлянды, в которых может содержаться до
300 кумулятивных зарядов. При взрыве кумулятивных зарядов их
хрупкие оболочки разделяются на мелкие фрагменты, а ленточный
каркас после взрыва полностью извлекается из скважины. Такая
технология кумулятивной перфорации позволяет практически не
загрязнять скважину. Известны также конструкции бескорпусных
кумулятивных перфораторов с неизвлекаемыми разрушающимися
каркасами, изготовляемыми литьем из хрупких алюминиевых
сплавов (силуминов). Осколки, остающиеся в скважине, засоряют
ее, и это является существенным недостатком данного типа куму-
лятивных перфораторов. Бескорпусные кумулятивные перфорато-
ры имеют ряд достоинств: легкость, удобство в обращении, доста-
точную гибкость, позволяющую спускать их в искривленные
скважины; более высокие по сравнению с корпусными кумулятив-
ными перфораторами пробивное действие и эффективность. Об-
щий недостаток бескорпусных кумулятивных перфораторов —
Повышенное воздействие энергии взрыва на обсадную колонну и
Цементный камень. Кроме того, деформируемый при взрыве лен-
389

Рис. 8.15. Конструкция бескорпусного ленточного кумулятивного перфо-
ратора:
1 — кабельный наконечник; 2 — головка перфоратора; 3 — ленточный каркас; 4 ■—-
кумулятивный заряд; 5 — детонирующий шнур; б — взрывной патрон; 7 — груз
390

точный каркас иногда с трудом извлекается из скважины. Заряды в
ленточном каркасе ориентированы в одной плоскости, что ухуд-
шает условия вскрытия пласта.
Отдельную группу перфораторов образуют кумулятивные пер-
фораторы, спускаемые на насосно-компрессорных трубах (ПНКТ).
Принципиально ПНКТ не отличаются от корпусных кумулятив-
ных перфораторов (за исключением способа возбуждения детона-
ции, которое осуществляется механическим импульсом). Однако
ПНКТ содержат более мощные кумулятивные заряды, пробиваю-
щие в породе каналы больших длины и диаметра, что обеспечива-
ет более высокую продуктивность скважины. Кроме того, ПНКТ
позволяют осуществлять вскрытие пластов в сильно искривленных
и наклонных скважинах, в которые не удается спустить кумуля-
тивные перфораторы на геофизическом кабеле.
Конструкции кумулятивных зарядов, используемых в куму-
лятивных перфораторах, подчинены предъявляемому к зарядам
требованию обладать высоким пробивным действием при ограни-
чении их размеров и массы. Размеры кумулятивных зарядов огра-
ничены их индивидуальными оболочками или стенками корпуса
кумулятивного перфоратора и минимально допустимой шириной
зазора между корпусом кумулятивного перфоратора и стенками
обсадной колонны. В связи с недопустимостью сильного дефор-
мирования и разрушения обсадной колонны масса кумулятивного
заряда должна быть минимальной. Поэтому кумулятивные заряды
имеют цилиндроконическую или коническую форму. Взрывчатые
вещества, используемые в кумулятивных зарядах, прессуют до
максимально достижимой в производственных условиях плотности.
У большинства кумулятивных зарядов форма кумулятивной
выемки коническая, угол при ее вершине равен 60°...75°. Толщина
медной облицовки кумулятивной выемки составляет 2,5...5,0 % от
ее диаметра. Кумулятивные струи воздействуют на разогретую
среду, находящуюся под достаточно большим гидростатическим
Давлением. Наличие гидростатического давления приводит к
уменьшению глубины и диаметра пробиваемого в породе канала
[16]. Если кумулятивные струи проходят через сжатую жидкость,
то возможно схлопывание образуемой в жидкости каверны, что
Дополнительно уменьшает глубину пробиваемого в породе канала.
Дальнейшее повышение эффективности действия кумуля-
тивных перфораторов может быть достигнуто за счет более со-
391

вершенных конструкции кумулятивных
зарядов, применения новейших техноло-
гий и материалов для изготовления вы-
сокоточных облицовок, обеспечения
минимальной разноплотности высоко-
плотных зарядов ВВ.
В процессе бурения и эксплуата-
ции скважин кроме кумулятивных пер-
фораторов для ремонтных работ приме-
няются также кумулятивные торпеды
осевого действия и кольцевые кумуля-
тивные труборезы [16]. Основной ча-
стью кумулятивных торпед осевого дей-
ствия являются более мощные, чем в
кумулятивных перфораторах, осесим-
метричные кумулятивные заряды. Тру-
борезы представляют собой кольцевые
кумулятивные заряды поперечно-плос-
костного действия (рис. 8.16). При
взрыве такого кумулятивного заряда
образуется плоская круговая веерооб-
разная кумулятивная струя, которая в полете быстро дробится на
секторы и рассеивается. Поэтому с увеличением ширины зазора
между труборезом и перерезаемой трубой его режущая способ-
ность быстро уменьшается.
Рис. 8.16. Конструкция
кольцевого кумулятив-
ного трубореза:
1 — электродетонатор; 2 —
детонирующий шнур; 3 —
заряд ВВ; 4 — облицовка
кумулятивной выемки
8.4. Газокумулятивные заряды и их действие
К газокумулятивным зарядам (ГКЗ) относят кумулятивные
заряды с необлицованной кумулятивной выемкой. Общая характе-
ристика действия таких зарядов дана в разд. 8.1. Несмотря на не-
высокую проникающую способность газовой кумулятивной струи
(струи, образованной из продуктов детонации), ее пробивное дей-
ствие характеризуется увеличенным диаметром образованной в
преграде каверны и может привести к увеличенному объему раз-
рушения сравнительно непрочной хрупкой среды: горных пород,
бетона, кирпичной кладки, мерзлого грунта и т. п. Кроме того, с
помощью ГКЗ можно пробивать в металлических листах отверстия
392

Атсз
рис. 8.17. Схема трубчатого ГКЗ, применяемого для ускорения твердых
частиц
достаточно большого диаметра. Именно поэтому ГКЗ представля-
ют интерес для взрывных технологий разрушения и перфорации.
Несмотря на то что эффект усиления действия взрыва заряда
ВВ в направлении кумулятивной выемки или полости, имеющейся
в заряде, известен давно и приводится во всех учебниках в качест-
ве примера кумулятивного эффекта взрыва, инженерных методик
расчета функционирования ГКЗ нет. Отсутствуют также и систе-
матические экспериментальные исследования пробивного и раз-
рушающего действия ГКЗ.
Известно применение ГКЗ в качестве ускорителей для высо-
коскоростного метания твердых частиц небольших размеров с це-
лью моделирования метеоритного удара [9]. Схема соответствую-
щего трубчатого ГКЗ приведена на рис. 8.17. Ввиду сложности
физических процессов строгое аналитическое описание функцио-
нирования такого заряда в настоящее время отсутствует. Извест-
ная теоретическая методика расчета параметров газовой кумуля-
тивной струи [18] основана на предположении о стационарности
процесса образования прямой и обратной струй. Такое предполо-
жение приемлемо для анализа функционирования длинных труб-
чатых ГКЗ, у которых /гкз/^1 > 5.
Авторами работы [2] с помощью двумерных численных рас-
четов были подробно изучены параметры газовой кумулятивной
струи, формируемой при детонации трубчатого заряда. Было уста-
новлено, что эта струя состоит из двух частей: головной части
(увеличивающейся по мере движения) с практически постоянными
значениями параметров движения и состояния (скорости, давле-
ния, плотности) и хвостовой части длиной около 1,6^1, располо-
женной непосредственно перед фронтом детонационной волны, в
которой происходит резкое увеличение плотности и давления про-
дуктов детонации. Для плотных зарядов ВВ параметры движения
и состояния головной части струи определяются следующими со-
отношениями:
393

ркс = 0,025 ^2 Д/,-0,02;
<УКС - 1,8Д (8.24)
Ркс=(0,7^2М-0,4)-10-1,
где ркс — плотность, г/см3; рКс — давление, ГПа; 1)кс — ско-
рость, км/с; с1\ — диаметр полости, имеющейся в ГКЗ; дг — диа-
метр ГКЗ.
Поскольку для разрушения хрупких материалов использу-
ются относительно короткие заряды, у которых /ГКЗ/Ч < 5, газовая
кумулятивная струя будет нестационарной и соотношения (8.24)
будут лишь приближенно описывать ее параметры.
Разрушающее действие ГКЗ исследовано в значительно
меньшей степени. В работах [10, 11] приведены результаты экспе-
риментальных исследований эффективности действия ГКЗ при
разрушении гранитов. Усредненные свойства гранитов характери-
зовались следующими параметрами: плотность — 2720 кг/м3, по-
ристость — 0,3 %, модуль Юнга — 6,6 • 1010 Па, предел прочности
при одноосном сжатии — (1,4... 1,9) • 108 Па.
Авторами работы [11] были испытаны четыре типа ГКЗ
(рис. 8.18), в которых в качестве ВВ использовался аммонит
№6ЖВ плотностью 1000 кг/м3. Тип I — контрольный сплошной
заряд без полости; заряды типов II и III имели по оси цилиндриче-
скую полость высотой, соответственно равной 1/3 и 2/3 высоты
заряда. Для сохранения формы заряды типов I—III формовались в
оболочках из плотной бумаги. Заряд типа IV аналогичен заряду
1 11 и 111 IV
Рис. 8.18. Схемы ГКЗ типов I—IV, применяемых для разрушения горных
пород
394

г
типа III, но для изготовления его наружной и внутренней оболочек
вместо бумаги использовалась бронзовая фольга толщиной 0,2 мм.
размеры всех зарядов были одинаковые: высота к = 90 мм, диа-
метр с12 = 60 мм, диаметр полости с1\ = 30 мм.
Эффективность действия ГКЗ оценивалась по размерам во-
ронок, образующихся в граните при их взрыве. Для возможности
сравнения с результатами других экспериментов параметры воро-
нок приводились к безразмерным величинам, численно равным
отношению их глубины к радиусу эквивалентного заряда прессо-
ванного ТНТ г™т.
Обработка полученных результатов выявила, что при взрывах
зарядов I, II, III и IV типов глубины Ь образующихся воронок
соответственно равнялись (0,20... 0,22)^, (0,37...0,39)^,
(0,52...0,53)г^нт и (0,61...0,62)г^вт. Наличие у заряда типа IV
тонких фольговых оболочек обеспечивает некоторое увеличение
глубины воронки. Эксперименты показали, что эффективность
действия ГКЗ при разрушении горных пород может быть увеличе-
на в 3 раза по сравнению с эффективностью действия обычных на-
кладных зарядов.
Авторы работы [10] в своих исследованиях применяли заря-
ды прессованного ТНТ массой 360 г и заряды (с небольшим уп-
лотнением), изготовленные из порошкообразного аммонита № 6ЖВ,
массой 230 г. Все заряды имели следующие размеры: с!2 = 50 мм,
д\ = 25 мм, к = 150 мм. При взрывах зарядов, изготовленных из
аммонита № 6ЖВ, глубина образующейся за один взрыв воронки
I составляла (0,50...0,55)г^вт, а при взрывах зарядов прессован-
ного ТНТ глубина Ь увеличивалась до (2,1...2,2)г^вт. Таким обра-
зом, было установлено, что при увеличении плотности ВВ эффек-
тивность действия ГКЗ резко возрастает.
Соотношение между высотой к и диаметром <^2 ГКЗ обычно
выбирают следующим: к/с!2 = 1,5...2,0. Важной конструктивной
характеристикой, определяющей эффективность действия ГКЗ,
является диаметр полости с1\. Обоснованию выбора диаметра по-
лости предпошлем следующие рассуждения.
Газовая кумулятивная струя образуется из продуктов дето-
нации, истекающих в полость. Конструкция ГКЗ будет оптималь-
ной, если доля энергии взрыва заряда ВВ, преобразованная в кине-
395

тическую энергию газовой кумулятивной струи (своеобразный
КПД взрыва ГКЗ), будет максимальной.
При детонации плоского слоя ВВ разлет продуктов детонации
симметричный: половина продуктов детонации разлетается в одном
направлении от плоскости симметрии, а другая половина — в про-
тивоположном. При детонации трубчатого заряда разлет продуктов
детонации обладает газодинамической асимметрией: давление про-
дуктов детонации, попадающих в полость, быстро возрастает, что
препятствует дальнейшему их истечению, а давление продуктов
детонации, разлетающихся вовне, быстро падает, что способствует
более интенсивному их истечению. Однако если трубчатый заряд
имеет толщину стенок, малую по сравнению с диаметром заряда, то
разлет продуктов детонации в первом приближении можно считать
симметричным: половина продуктов детонации истекает в полость,
другая половина — вовне. При увеличении толщины стенок трубча-
того заряда вследствие газодинамической асимметрии доля продук-
тов детонации, истекающих в полость, уменьшается. Можно пред-
положить, что объем части трубчатого ГКЗ, прилегающей к полос-
ти, в которую истекают продукты детонации, не может быть больше
объема полости. Для диаметра 4) этой части трубчатого ГКЗ не
представляет труда получить следующее выражение: */0 = \р2 «4.
Если предположить, что разлет продуктов детонации в радиальном
направлении симметричен, то диаметр трубчатого заряда будет ра-
вен с!20 =(2>/2 -1)4 «1,824.
В связи с газодинамической асимметрией разлета продуктов
детонации трубчатого ГКЗ для обеспечения больших значений па-
раметров кумулятивной струи значение диаметра ГКЗ должно не-
сколько превышать определенное выше значение с12о- Так, макси-
мум скорости стационарной кумулятивной струи достигается для
длинных ГКЗ в металлической оболочке при 4М ^ 2, а без обо-
лочки при 4М ^ 3 [9]. Для выбора оптимальных конструктив-
ных характеристик коротких ГКЗ, при взрыве которых формиру-
ются нестационарные кумулятивные струи, приведенные данные
не могут обоснованно использоваться. Тем не менее, исходя из
требований минимальности массы ГКЗ и достижения по возмож-
ности высокого значения КПД взрыва, значение диаметра ГКЗ не-
обходимо выбирать в пределах с/2 « (1,7...2,0)4-
396

Поскольку высота полости Но
определяет длину газовой кумуля-
тивной струи, то следует стремить-
ся к ее максимально возможному
значению. При этом толщина
верхнего диска ВВ, равная (Н - Н0%
должна быть не меньше толщины
стенки трубчатой части трубчато-
го ГКЗ: ((12 -^)/2. Нужно иметь
в виду, что верхний диск ВВ не
только обеспечивает возбуждение рис. 8.19. Схема исследования
детонации ВВ в трубчатой части, пробивного действия ГКЗ
но и в определенной степени
сдерживает разлет продуктов детонации в осевом направлении от
преграды. Подтверждением правильности приведенных выше
рекомендаций по выбору геометрических размеров ГКЗ служат
результаты экспериментального исследования их пробивного
действия.
Схема эксперимента представлена на рис. 8.19. Газокумуля-
тивные заряды изготовлялись из пластичного ВВ ПВВ-5А прессо-
ванием в тонкостенные (-0,5 мм) цилиндрические оболочки из
алюминия. Высота зарядов была равна их диаметру. В экспери-
ментах изменялись: диаметр полости — в пределах Л\ = 10...20 мм;
высота установки зарядов над преградой — в пределах Р = 0.. .20 мм.
В качестве преграды использовалась пластина из стали 10 толщи-
ной 8=15 мм. Наилучшие результаты с точки зрения технологии
перфорации пластины получены при Р= 10 мм, д\ = 20 мм. В этом
случае при действии ГКЗ в пластине образовалось аккуратное от-
верстие диаметром 18...20 мм с небольшим тыльным кольцевым
отколом. При действии того же ГКЗ, но при Р = 0 отверстие в пла-
стине также образовалось, однако объем разрушения был больше:
возникла лицевая каверна с увеличенным тыльным отколом. При
Р = 20 мм пробития пластины не произошло, но в пластине в об-
ласти действия газовой кумулятивной струи образовалась полу-
сферическая выпучина высотой около 15 мм. Действие ГКЗ с по-
лостью диаметром Л\ - 15 мм аналогично действию ГКЗ с поло-
стью диаметром с1\ = 20 мм, а ГКЗ с полостью диаметром ^ = 10 мм
характеризуются меньшей пробивной способностью. Результаты
проведенных экспериментов свидетельствуют об увеличении диа-
397
[аК^
1
039
А
Т I
Гч|1 I
7 Т
1
к.
1
г
шшшшт,
т

метра пробиваемого отверстия при увеличении диаметра полости в
пределах с1\ = 10...20.
Экспериментально исследовалось также разрушающее дей-
ствие ГКЗ, изготовленных из ПВВ-5А, на мерзлый грунт при на-
ружной температуре ±1 °С. Глубина промерзания не превышала
140 мм, ГКЗ размещались непосредственно на поверхности грунта.
Конструктивные характеристики исследованных ГКЗ, а также зна-
чения диаметра В и глубины Ь образованных ими воронок приве-
дены в табл. 8.1.
Таблица 8.1
Результаты исследования разрушающего действия различных ГКЗ
на мерзлый грунт
Номер
п/п
1
2
3
4
Диаметр
ГКЗ с!2,
мм
32
32
43
43
Диаметр
полости
с1\, мм
12
17
20
25
Высота
ГКЗ А,
мм
55
55
65
65
Высота
полости
Но, мм
35
35
45
45
Масса
ГКЗ, г
60,4
54,4
120,4
108,5
Размер
воронки
В х Ь, мм
180x60
170x50
180x90
260 х 130,
230 х120
Необходимо отметить, что после подрыва заряда ТНТ диа-
метром 30 мм, высотой 70 мм и массой 75 г на поверхности мерзло-
го грунта образовывалась небольшая воронка глубиной около 30 мм.
Газовая динамика функционирования ГКЗ чрезвычайно
сложна. В полном объеме описать ее можно только путем числен-
ного решения двумерной нестационарной задачи о разлете про-
дуктов детонации. Однако приближенно оценить действие ГКЗ
можно следующим образом.
В первом приближении можно считать, что полная энергия
(сумма кинетической и внутренней энергий) газовой кумулятив-
ной струи равна энергии взрыва той части ГКЗ, продукты детона-
ции которой образуют эту струю. Остальная часть заряда является
как бы жесткой оболочкой, обусловливающей осевое движение
струи. Предполагается также, что масса газовой кумулятивной
струи равна массе части заряда, прилегающей к полости, в которой
продукты детонации разлетаются по направлению к оси заряда.
Массу этой части ГКЗ назовем активной массой ГКЗ так. Диаметр
398

активной части ГКЗ обозначим с1ак. Тогда для с1ак имеем следую-
щее выражение:
^ак =
</0 при с!2>с1209
-1 ^ при б/2<б/20,
2
где^0=>/2-^1; ^0 =(2>/2-1)^ «1,82^,.
Активная масса ГКЗ определяется по формуле
Исходя из симметрии истечения прямой и обратной струй,
полную энергию газовой кумулятивной струи, движущейся по на-
правлению к преграде, можно определить с помощью соотношения
где рвв — плотность заряда ВВ; 0 — теплота взрыва ВВ.
Для расчета работы, затрачиваемой на разрушение мерзлого
грунта, примем, что разрушенный объем имеет полусферическую
форму и что образование воронки происходит по механизму вы-
теснения грунта из каверны при действии газовой кумулятивной
струи. Тогда для работы, затрачиваемой на вытеснение грунта из
каверны, нетрудно получить выражение
где Ь — глубина воронки; асж — предел прочности грунта на сжа-
тие. В зависимости от типа, температуры и влажности грунта зна-
чения его пределов прочности изменяются в широком диапазоне.
При температуре влажного песчаного грунта -4...-5 °С его пре-
дел прочности на сжатие составляет 10... 17 МПа, а предел проч-
ности на растяжение — около 2 МПа.
Естественно предположить, что разрушение и вытеснение
грунта происходит за счет полной энергии газовой кумулятивной
струи. Приравнивая значения полной энергии струи и работы, за-
трачиваемой на вытеснение грунта, получаем соотношение для
расчета глубины воронки:
399

Расчеты по формуле (8.25)
глубины воронки, образующейся
Рис. 8.20. Схема ячеистого ГКЗ в мерзлом грунте при действии
изготовленного из ПВВ-5А ГКЗ
диаметром 43 мм, дают удовлетворительное согласие с результа-
тами соответствующих экспериментов.
Как уже отмечалось выше, в образовании газовой кумуля-
тивной струи участвует только активная масса ГКЗ, примыкающая
к полости. Наружный слой ВВ по отношению к активной массе
является, по существу, своеобразной оболочкой. Для уменьшения
массы наружного слоя ВВ целесообразно использовать ячеистый
ГКЗ (рис. 8.20). Экспериментальные исследования показывают,
что ячеистая структура ГКЗ может повысить КПД преобразования
энергии взрыва заряда в направленную кинетическую энергию га-
зовой кумулятивной струи в 2,5—3 раза по сравнению с КПД
взрыва ГКЗ с одной полостью [15].
8.5. Удлиненные кумулятивные заряды
8.5.1. Общая характеристика У КЗ
Для разрезания взрывом различных прочных преград не-
большой толщины, трубопроводов, тросов, кабелей широко при-
меняются удлиненные кумулятивные заряды (УКЗ). Такие заряды
имеют кумулятивные выемки, поперечные сечения которых могут
представлять собой угол, полуокружность, эллипс, параболу и т. п.
Кумулятивные выемки облицовываются металлами или металло-
полимерными материалами. Наиболее распространены клиновид-
ные (У-образные) и полуцилиндрические (11-образные) облицовки.
При взрыве УКЗ в результате схлопывания облицовки формирует-
ся плоская кумулятивная струя (кумулятивный нож), которая и
разрезает преграду. Продольная ось УКЗ может быть прямолиней-
ной или криволинейной.
Накоплен значительный опыт по использованию тех или
иных УКЗ для резания различных материалов и конструкций
[8, 13]. К сожалению, имеющиеся данные о конструкциях УКЗ и
400

а б в г
Рис. 8.21. Характерные сечения УКЗ:
а—в — клиновидная облицовка; г — полуцилиндрическая облицовка; 1 — обо-
лочка; 2 — заряд ВВ; 3 — металлическая облицовка; 4 — преграда
условиях их применения не обобщены, отсутствуют также обоб-
щенные инженерные зависимости и рекомендации по выбору оп-
тимальных конструктивных характеристик УКЗ и по расчету их
действия. Поэтому при проектировании УКЗ различного назначе-
ния используют разные численные и приближенные инженерные
методики оценки действия УКЗ [17].
Наиболее распространенные сечения линейных УКЗ и их
расположение относительно преграды показаны на рис. 8.21 [8].
Большинство УКЗ изготовляют либо с помощью прокатной
технологии из наполненных уплотненным ВВ металлических тру-
бок подходящего диаметра, либо с помощью экструзионной тех-
нологии из эластичных ВВ. В первом случае облицовка профили-
руется роликами необходимой формы и формуется как единое целое
с оболочкой УКЗ. Во втором случае гибкая металлополимерная
лента подходящего размера приклеивается к профилированному
заряду ВВ. При изготовлении секционных УКЗ используются так-
же литейные технологии.
Эффективность и стабильность действия УКЗ определяются
качеством процесса схлопывания облицовок, в котором особое
значение приобретает симметричность фронта детонационной
волны. Как правило, возбуждение детонации осуществляется с од-
ного из открытых торцов УКЗ при расположении детонатора в
плоскости симметрии заряда ВВ.
401

Механизм формирования кумулятивной струи при взрыве
УКЗ с клиновидной облицовкой кумулятивной выемки в основном
не отличается от механизма формирования осесимметричной куму-
лятивнои струи. Некоторые отличия связаны с низкой скоростью
схлопывания облицовки (необходимо учитывать прочность мате-
риала облицовки) и с возможностью формирования обратного гра-
диента скорости вдоль кумулятивной струи, когда ее длина в полете
сокращается. При взрыве УКЗ с полуцилиндрической облицовкой
кумулятивной выемки формирование кумулятивной струи имеет
двухстадийный характер: сначала происходит схлопывание обли-
цовки в радиальном направлении, затем — формирование струи по
механизму потери устойчивости сходящегося радиального движе-
ния материала облицовки. И в том и в другом случае скорости фор-
мирующихся кумулятивных струй составляют 1)кс = 2,5...3,5 км/с.
В результате воздействия плоской кумулятивной струи на
преграду образуется протяженная каверна-прорезь, глубина Ь ко-
торой зависит от конструктивных характеристик УКЗ: основных
размеров — радиуса заряда гукз, диаметра заряда с/укз, длины об-
разующей клиновидной облицовки /0бл? угла раствора облицовки
2а, диаметра облицовки б/обл> толщины облицовки 80бл и плотно-
сти облицовки робл; типа ВВ, плотности ВВ рВв и толщины слоя
ВВ А; расположения УКЗ относительно преграды, характеризуемо-
го расстоянием Р от заряда до преграды (см. рис. 8.21).
Результаты экспериментальных и теоретических исследований
показывают, что при использовании металлических клиновидных
облицовок оптимальными являются следующие значения основных
конструктивных характеристик УКЗ: 2а = 90° (стальные облицовки)
или 2а = 100°... 110° (медные облицовки); Р = (0,5... 1,0)с1обл при раз-
резании стальных преград, И = (6...9)80бл> 8обл = (0,035...0,045)^Обл
(меньшие значения — для медных облицовок, большие — для
стальных).
Для УКЗ с полуцилиндрической облицовкой кумулятивной
выемки отношение толщины слоя ВВ к толщине облицовки при-
нимают таким же, как и для УКЗ с клиновидной облицовкой: И =
= (6...9)80бл- Другие конструктивные характеристики УКЗ с полу-
цилиндрической облицовкой имеют следующие значения: 80бл ^
= (0,04...0,10>/укз, гукз = 0,2</укз, Р= (0,5...1,5)</УКз при разреза-
нии стальных преград и Р = (1,0...1,5)б/УКз при разрезании алюми-
ниевых преград.
402

Наиболее важной характеристикой эффективности действия
УКЗ является глубина пробития преграды, которую можно опре-
делить, используя формулу Лаврентьева (8.8) с поправочным ко-
эффициентом:
V Р
где к — поправочный коэффициент, значение которого можно
найти с помощью следующей зависимости [8]:
/с = М 2 5 1 ^ /Робл^обл
V Робл^обл V Р'обл )
При оценке эффективности действия УКЗ с полуцилиндри-
ческими облицовками для определения глубины пробития исполь-
зуют простые эмпирические зависимости:
для полубесконечной преграды —
Ь = к\<Зукз'->
для преграды конечной толщины —
где к\ и к2 — эмпирические коэффициенты, учитывающие свойст-
ва материалов пробиваемых преград. Для УКЗ с медными обли-
цовками кумулятивных выемок можно рекомендовать следующие
значения этих коэффициентов: к\ = 0,81...0,94, к2= 1,2 (преграды
из стали и титана); к\ = 1,8...2,4, к2 = 1,3 (преграды из алюминие-
вых сплавов); ^ = 3...5, А:2 = 1,3...1,8 (преграды из бетона). Нужно
иметь в виду, что ширина реза при действии УКЗ с полуцилиндри-
ческими облицовками больше, чем при действии УКЗ с клиновид-
ными облицовками.
8.5.2. Анализ существующих конструкций УКЗ
Рассмотрим конструкции и конструктивные характеристики
Наиболее часто используемых УКЗ.
Схема УКЗ, разработанного в Институте электросварки им.
Е.О. Патона, показана на рис. 8.22 [13]. Геометрическая форма по-
перечного сечения заряда образуется внутренним касанием двух
403

окружностей с соотношением диаметров, равным 0,4...0,5. Техно-
логия изготовления профилированного заряда — прокатка или во-
лочение. При прокатке нетрудно получать УКЗ с продольной
осью, изогнутой по окружности как в плоскости реза, так и пер-
пендикулярно к ней. Вследствие уменьшения площади поперечно-
го сечения заготовки (металлической трубки, наполненной ВВ) в
процессе прокатки осуществляется уплотнение ВВ до высоко-
плотного состояния. Наибольшая глубина реза этими УКЗ дости-
гается при 50бл/^укз = 0,04...0,07. В настоящее время применяют-
ся УКЗ 14 типоразмеров диаметром с/УКз = 4...70 мм, содержащие
гексоген погонной массой 5...2240 г/м. Предельные возможности
УКЗ различных типоразмеров — разрезание стальных (сталь СтЗ)
преград толщиной 4...70 мм. С помощью УКЗ разрезают трубы
газопроводов, листы корабельной обшивки, металлоконструкции
мостов, трубчатые основания морских буровых платформ и др.
Поскольку рассматриваемые УКЗ имеют жесткие оболочки, чтобы
использовать их для разрезания конструкций с искривленной по-
верхностью, их приходится изготовлять с необходимой кривизной
продольной оси, что сужает область их применения до проведения
однотипных операций резания. Кроме того, наличие металличе-
ской оболочки порождает высокоскоростной поток осколков, для
защиты от которых следует принимать специальные меры, что ус-
ложняет производство работ.
Для исключения осколочного действия разлетающейся ме-
таллической оболочки в НИИ проблем конверсии и высоких тех-
нологий при Самарском государственном техническом университе-
те разработаны сборные УКЗ в полиэтиленовой оболочке — УКЗ-Л.
Рис. 8.22. Схема УКЗ: Рис. 8.23. Схема УКЗ-Л:
1 — металлическая оболочка; 2 — за- 1 — полиэтиленовая оболочка; 2 —
ряд ВВ; 3 — металлическая облицовка заряд ВВ; 3 — металлическая об-
лицовка
404

Схема заряда показана на рис. 8.23 [13]. Заряд комплектуется ус-
тановочными «фокусными ножками». Разработано несколько ти-
поразмеров У КЗ-Л диаметром 24... 90 мм, снаряжаемых литьем
составом на основе ТНТ и гексогена. В зависимости от типа пре-
грады облицовки изготовляют из меди, латуни, алюминия и низ-
коуглеродистой стали. Предельные возможности УКЗ-Л — разре-
зание стальных преград толщиной до 125 мм.
Справочные данные об УКЗ других конструкций можно
найти в работах [8, 13].
Для разрезания металлоконструкций сложной формы при-
меняют гибкие УКЗ: шнуровые кумулятивные заряды (ШКЗ),
ШКЗ-М, заряды кумулятивные линейные (ЗКЛ). Поскольку эти
заряды не имеют металлических оболочек, разлет осколков воз-
можен только в сторону действия кумулятивной струи. Область
практического применения гибких УКЗ — резание взрывом тру-
бопроводов, а также сложнопрофилированных и крупногабарит-
ных металлоконструкций: резервуаров, железнодорожных цис-
терн, газо- и нефтехранилищ, химических реакторов, корпусов
морских, речных и воздушных судов, у которых толщина стальных
стенок достигает 25 мм. Имеется опыт резания взрывом крупнога-
баритных шин карьерных самосвалов с толщиной резинокордного
слоя до 90 мм.
Рассмотрим наиболее распространенные гибкие УКЗ —
ШКЗ, представляющие собой профилированные заряды, изготов-
ленные из эластичного ВВ ЭГ-85 в виде шнуров различных диа-
метров, с продольными кумулятивными выемками, облицованны-
ми гибкой лентой из металлизированного состава на основе
порошка меди или железа. Шнуровые кумулятивные заряды вы-
пускаются в виде бухт длиной 1...50 м. Они имеют несколько
стандартизированных типоразмеров (от ШКЗ-1 до ШКЗ-6), разли-
чающихся диаметром (высотой поперечного сечения). В попереч-
ном сечении ШКЗ имеют профиль, близкий к полуэллиптическому
с параболической кумулятивной выемкой. Большая полуось сече-
ния равна высоте заряда, а малая — полуширине заряда, при этом
Ширина заряда равна его высоте. Высота поперечного сечения за-
ряда изменяется от 9 мм для ШКЗ-1 до 32 мм для ШКЗ-6. Значения
основных конструктивных характеристик зарядов приведены в
табл. 8.2.
405

Таблица 8.2
Значения конструктивных характеристик ШКЗ
Марка
ШКЗ
ШКЗ-1
ШКЗ-2
ШКЗ-3
ШКЗ-4
ШКЗ-5
ШКЗ-6
Высота
поперечного
сечения, мм
9,0 ±1,5
13,0 ±1,5
17,0 ±1,5
21,0 ±2,0
26,0 ± 2,03
32,0 ± 2,5
Глубина кумуля-
тивной выемки,
мм
5,5 ±1,5
8,5 ±1,5
10,5 ±1,5
13,5 ±2,0
16,0 ±2,0
20,0 ± 2,5
Толщина
облицовки, мм
0,4...0,6
0,7...0,9
0,9...1,1
1,1...1,3
1,3...1,5
1,5...1,7
Окончание табл. 8.2
Марка
ШКЗ
ШКЗ-1
ШКЗ-2
ШКЗ-3
ШКЗ-4
ШКЗ-5
ШКЗ-6
Масса
ВВ ШКЗ,
г/м
65 ±15
130 ±20
240 ± 25
340 ± 30
520 ± 35
730 ± 40
Погонная
масса
ШКЗ, г/м
100 ±20
190 ±20
350 ±30
500 ± 35
760 ± 40
1100 ±45
Толщина
разрезаемой
преграды,
мм
4
7
11
15
19
25
Минимальный
радиус
кривизны
поворота, мм
5
10
15
15
20
25
При экспериментальном исследовании ШКЗ использовались
преграды из стали СтЗ и из алюминиевого сплава АМгб. Установ-
лено, что ширина реза стальных преград составляет 5...7 мм, а
преград из сплава АМгб — 9... 12 мм. Глубина Ьрез реза, образуе-
мого кумулятивной струей ШКЗ в толстой преграде, составляет
50...70 % от толщины разрезаемой преграды I, значения которой
указаны в табл. 8.2, т. е. Ь = Ьрез + ЬОТК, где Ьотк = (0,3...0,5)1.
Например, при максимально возможной толщине разрезаемой с
помощью ШКЗ-6 преграды из стали СтЗ, равной 25 мм, глубина
внедрения кумулятивной струи в преграду большей толщины со-
ставляет 15... 17 мм. Поэтому остальная часть разрезаемой пре-
грады разрушается за счет тыльных эффектов — откола и проло-
ма. Толщина разрезаемой с помощью ШКЗ преграды из сплава
406

АМгб примерно в 2 раза больше толщины разрезаемой преграды
из стали СтЗ.
Все ШКЗ надежно разрезают преграды «паспортной» тол-
щины. При необходимости разрезания преград большей толщины
можно использовать схему «кумулятивные ножницы». В таких
случаях ШКЗ располагаются с обеих сторон преграды напротив
друг друга и инициирование их должно быть одновременным.
Схема «кумулятивные ножницы» обеспечивает пробивную спо-
собность зарядов, примерно в 2 раза превышающую «паспорт-
ную». Например, при использовании схемы «кумулятивные нож-
ницы» ШКЗ-2 способны разрезать стальную преграду толщиной
15,8 мм, а ШКЗ-6 — толщиной 60 мм.
Эластичность ШКЗ обеспечивает его плотное прилегание к
разрезаемому элементу металлоконструкции, благодаря чему дос-
тигается максимальная эффективность действия заряда. Между
основанием заряда и преградой допускается наличие воздушного
зазора шириной, не превышающей половины диаметра ШКЗ.
Недостатки гибких УКЗ типа ШКЗ состоят в следующем:
1) отсутствует возможность осуществлять резание под водой;
2) максимально возможная толщина разрезаемых преград из стали
СтЗ составляет 25 мм; 3) ШКЗ ориентированы главным образом на
разделение конструкций на фрагменты с целью их утилизации и не
позволяют осуществлять резание с высоким качеством поверхно-
сти реза для последующего монтажа и сварки.
Этих недостатков лишены УКЗ, разработанные в РФЯЦ—
ВНИИЭФ. Они позволяют разрезать взрывом корпусные конст-
рукции из высокопрочных материалов, имеющие криволинейные
обводы и толщину стенок 40... 100 мм, на открытой поверхности и
под водой, при этом достигаются высокие точность и качество по-
верхности реза. Такие задачи возникают при ремонте и демонтаже
химических и ядерных установок, морских буровых платформ,
атомных подводных лодок и надводных кораблей ВМФ и др.
При резании под водой пространство между облицовкой ку-
мулятивной выемки и конструкцией предварительно изолируют от
воды водонепроницаемым вкладышем из низкоплотного материа-
ла (например, из пенопласта плотностью менее 0,1 г/см3) или гер-
метичной оболочкой, наполненной сжатым воздухом.
407

8.5.3. Определение оптимальных параметров
разрезания преград из конструкционных материалов
с помощью УКЗ марки 2ТСн
Удлиненные кумулятивные заряды промышленного изго-
товления марки 2ТСн представляют собой заряды бризантного ВВ
(гексогена или октогена), заключенные в тонкие медные оболочки
с профилированными кумулятивными цилиндрическими выемка-
ми. Скорость детонации ВВ — не менее 7500 м/с, а скорость ку-
мулятивной струи изменяется в пределах 2500...3500 м/с в зави-
симости от диаметра заряда.
При работе с УКЗ допускается минимальный радиус изгиба
100 мм для УКЗ диаметрами до 7 мм и 150 мм для УКЗ диаметрами
более 7 мм. При инициировании УКЗ ширина зазора между дном
электродетонатора (ЭД-8) и торцом УКЗ не должна превышать 4 мм.
Для практического использования УКЗ необходимо знать
толщину разрезаемой преграды Ь при различных расстояниях Г от
заряда до преграды и запреградное действие кумулятивной струи,
песта и осколков преграды. Например, на рис. 8.24 и 8.25 приведе-
ны экспериментальные зависимости Ь(Р) для разрезаемых преград
из алюминиевого сплава АМгб и стали СтЗ (сплошные кривые).
На этих же рисунках приведены зависимости ЦР) для разрезае-
мых преград из алюминиевого сплава Д16Т и стали 20, построен-
ные по данным работ других авторов (штриховые кривые). Экспе-
риментально установлено, что УКЗ марки 2ТСн, подобранные с
учетом материала преграды и ее толщины по зависимости Ь{Р),
обеспечивают разрезание преград с вполне удовлетворительной
точностью и чистотой поверхности реза.
Сравнительный анализ эффективности разрезания преград
из стали различных марок и сплава АМгб с помощью УКЗ марки
2ТСн и зарядов, изготовленных в Военной академии им. Петра Ве-
ликого, показывает, что заряды обоих типов, имеющие близкие
значения диаметров зарядов */укз> мм, диаметров облицовок б/0бл>
мм, погонных масс ВВ гпвв, г/м, обладают примерно равными
возможностями при разрезании преград (табл. 8.3). Следует отме-
тить, что эффективность разрезания цилиндрических конструкций
зависит от радиуса поверхности преграды: она увеличивается с
уменьшением радиуса (примерно на 5 % при диаметре цилиндри-
ческой конструкции 300...400 мм, примерно на 10 % при диаметре
200 мм и установке УКЗ на внешней стороне преграды).
408

20 Г9 мм
Рис. 8.24. Экспериментальные
зависимости предельных значе-
ний толщины Ь преград из алю-
миниевых сплавов АМгб (сплош-
ные кривые) и Д16Т (штриховые
кривые), разрезаемых с помощью
УКЗ марки 2ТСн, от расстояния
Р между зарядом и преградой:
/ — 2ТСн-25; 2 — 2ТСн-23; 3 —
2ТСн-13М; 4 — 2ТСн-27; 5 — 2ТСн-
11М; 6— 2ТСн-7М; 7 — 2ТСн-17;
8 — 2ТСн-9М; 9 — 2ТСн-5М; 10 —
2ТСн-3
Г, мм
Рис. 8.25. Экспериментальные
зависимости предельных значе-
ний толщины Ь преград из ртали
СтЗ (сплошные кривые) и стали
20 (штриховые кривые), разре-
заемых с помощью УКЗ марки
2ТСн, от расстояния Р между за-
рядом и преградой:
1 — 2ТСн-25; 2 — 2ТСн-23; 3 —
2ТСн-13М; 4 — 2ТСн-27; 5 — 2ТСн-
9МУК; 6— 2ТСн-7М; 7— 2ТСн-
5М; 8 — 2ТСн-17; 9 — 2ТСн-3
Кольцевые заряды марки 2ТСн с помощью гибочного уст-
ройства могут выполняться двух типов: с кумулятивной выемкой,
направленной к центру или к периферии кольца, и с кумулятивной
выемкой, направленной перпендикулярно к плоскости кольца.
Кольцевые заряды первого типа применяются при разрезании из-
нутри и снаружи труб и других цилиндрических, сферических и ко-
нических конструкций, второго типа — при вырезании отверстий
(люков, проходов, иллюминаторов) в плоских преградах.
При подрыве УКЗ марки 2ТСн-25 (с/укз = 13,2 мм) макси-
мальный разлет оболочки в виде мелких чешуек медной фольги
размером не более 5 х 15 х 0,3 мм составляет около 50 м. Запре-
градное действие кумулятивной струи и песта проявляется на
расстоянии не более 20 м от места подрыва. При разрезании пре-
грады из конструкционного материала с помощью УКЗ марки
2ТСн, установленного с оптимальным фокусным расстоянием,
409

осколки преграды с тыльной стороны отсутствуют. В случае ус~
тановки УКЗ марки 2ТСн-25 с Р = 0, т. е. непосредственно на
преграду, дальность разлета осколков преграды с тыльной сторо-
ны составляет 100 м.
Таблица 8.3
Эффективная пробивная способность УКЗ марки 2ТСн и УКЗ,
изготовленных в Военной академии им. Петра Великого,
при Р= (1,0...1,2)*/Укз
Марка УКЗ
2ТСн-3
УКЗ-2,75
УКЗ-2,75УТ
2ТСн-17
2ТСн-5М
УКЗ-3,5
2ТСн-7М
УКЗ-4,2
УКЗ-4,2Т
УКЗ-4,5
2ТСн-9МУК
УКЗ-5
2ТСн-27
УКЗ-6
2ТСн-13М
УКЗ-7
2ТСн-23
УКЗ-9
УКЗ-11
2ТСн-25
УКЗ-13
Примеч
^УКЗ,
мм
~й~
2,75
2,75
3,25
3,6
3,5
4,3
4,2
4,2
4,5
5,3
5,0
6,1
6,0
6,7
7,0
9,2
9,0
11,0
13,2
13,0
ание.
"обл.
ММ
~~По-
1,2
1,2
1,5
1,5
1,6
2,0
1,8
1,8
2,0
2,5
2,3
2,7
2,7
3,0
3,0
4,0
4,0
5,0
5,9
6,0
Г — гек
ВВ
~Г~
Г
Г
г
о
г
о
г
г
г
о
г
г
г
о
г
о
г
г
о
г
сога
тВв,
г/м
зЗ~~
3,7
2,5
4,5
7,25
5,2
10,0
8,5
7,2
12,3
14,0
12,6
19,5
19,8
23,0
29,1
47,0
46,7
83,4
90,0
92,8
4,0 — 0
Толщина, мм,
сплава
АМгб
^Л~~
4,0
2,9
6,0
6,3
5,0
6,8
7,6
6,8
9,2
9,8
9,4
12,5
12,7
14,7
14,3
21,3
17,6
20,1
29,0
24,6
ктоген.
разрезаемой
преграды из
стали
СтЗ
~^А~
—
—
2,8
3,4
—
3,7
—
—
—
5,0
—
6,4
—
7,2
—
10,5
—
—
14,5
—
стали
20
—
—
—
—
—
—
3,2
—
—
—
5,2
—
5,5
—
6,5
—
10,5
—
—
—
—
стали
45
—
1,9
1,0
—
—
2,4
—
3,4
—
4,6
4,7
5,0
—
7,1
—
7,4
10,8
9,2
11,1
—
12,5,
При использовании ШКЗ разлет осколков, образующихся при
их взрыве, возможен только в сторону действия кумулятивной
струи, длина опасной зонь; по разлету осколков составляет не более
250 м. Как для УКЗ, так и для ШКЗ разлет осколков можно лока-
410

лизовать легкими укрытиями из досок толщиной 50 мм. При этом
длина опасной зоны не будет превышать 50 м.
В зависимости от конкретной технологической задачи к УКЗ
как основному инструменту резания взрывом предъявляются различ-
ные требования. В одних случаях важно обеспечить высокое качество
поверхности реза и неизменность структуры металла (для последую-
щей дуговой сварки), в других случаях — наибольшую дешевизну и
эффективность, в третьих — защиту окружающей среды и оборудо-
вания от действия продуктов детонации и разлетающихся осколков,
образующихся при взрыве. Этим объясняется многообразие имею-
щихся типов УКЗ и продолжающаяся их разработка.
8.5.4. Резание конструкций взрывом
Технологии резания взрывом с использованием УКЗ приме-
нялись для разборки образцов военной техники, разделения на
фрагменты крупногабаритного заводского оборудования объектов
нефтяной, газовой, химической и строительной промышленности,
разрезания на секции типовых конструкций (кораблей, самолетов,
железнодорожных вагонов и цистерн, трубопроводов и т. п.), а
также при аварийно-спасательных работах, в том числе и подвод-
ных [5, 6, 12].
Для разрезания «в размер» с исключением откола на тыль-
ной стороне преграды используют УКЗ типа 2ТСн. При двусто-
роннем расположении УКЗ конструктивные характеристики этих
зарядов позволяют разрезать металлоконструкции из сталей и спе-
циальных титановых сплавов толщиной до 30 мм, из алюминиевых
и магниевых сплавов толщиной до 60 мм.
На рис. 8.26 показана барокамера водолазного бота, подго-
товленная к разрезанию с помощью кольцевого заряда марки
2ТСн-27, и после разрезания. На рис. 8.27 показан результат выре-
зания отверстий (иллюминаторов) в стальных листах (сталь СтЗ) с
помощью кольцевых зарядов марки 2ТСн. Слева направо установ-
лены УКЗ марки 2ТСн-17 диаметром 170 мм на пластине толщи-
ной 2 мм, УКЗ марки 2ТСн-27 диаметром 230 мм на пластине
толщиной 5 мм и УКЗ марки 2ТСн-25 диаметром 240 мм на пла-
стине толщиной 10 мм (5 + 5 мм) соответственно (рис. 8.27, а).
Отверстия вырезаны практически без заусенцев (рис. 8.27, б).
На практике чаще всего встречаются преграды сложной
формы. К таким преградам относятся, например, сварные конст-
411

Рис. 8.26. Резание барокамеры водолазного бота:
а — до разрезания; б — после разрезания
рукции, состоящие из пластин, уголков, швеллеров, труб и других
конструкционных элементов, служащих в качестве ребер жестко-
сти, шпангоутов и т. п. К преградам этого типа также относятся
корпуса и надстройки кораблей, фюзеляжи, крылья, элероны са-
молетов, боковины, крыши, пол вагонов и т. д.
При разрезании преград сложной формы возникают, как
правило, две основные проблемы:
412

Рис. 8.27. Вырезание отверстий в стальных листах:
а — до вырезания; б — после вырезания
— разрезание преграды со стороны обшивки (плоской, ци-
линдрической, конической и т. п.) с одновременным резанием
элементов жесткости при однократном задействовании зарядов;
— разрезание обшивки с последующим разрушением эле-
ментов жесткости (многократное использование зарядов).
Известно, что эффективность действия УКЗ при разрезании
Разнесенных преград (преград сложной формы), между которыми
Имеются зазоры, заполненные различными материалами (или не
413

а б
Рис. 8.28. Разрезание фрагментов корпуса корабля в области элементов
жесткости:
а — УКЗ установлены на фрагменте днища (вверху) и на фрагменте борта (вни-
зу); б — после разрезания
заполненные), снижается в сравнении с эффективностью их дейст-
вия при разрезании однослойных преград. Экспериментально оп-
ределено, что УКЗ марки 2ТСн при однократном использовании
способны разрезать сложные стальные конструкции суммарной
толщиной не более 35 мм, например конструкции, имеющие в ка-
честве обшивки стальные листы толщиной 3...4 мм, а в качестве
элементов жесткости уголки с плечом не более 25 мм и толщиной
до 4 мм. Обшивка может быть двойной (с обеих сторон элемента
жесткости).
Преграды с элементами жесткости можно разрезать с по-
мощью УКЗ, одновременно установленных на обшивку и на эле-
менты жесткости. Такие эксперименты проведены при разреза-
нии фрагментов корпуса корабля (рис. 8.28).
414

Рис. 8.29. Пробивание массивного металлического щита:
а — УКЗ установлены на преграду; б — проход, образовавшийся в щите после
срабатывания УКЗ
Эксперименты по разрезанию с помощью УКЗ в жестких
оболочках преград сложной формы, имеющих ребра жесткости
достаточно больших размеров в сечении, показали, что процесс
установки и закрепления УКЗ на элементах подобных преград дос-
таточно трудоемкий. Даже при применении гибких УКЗ для разре-
зания преград сложной формы процесс установки и закрепления
зарядов занимает около 80 % всего времени проведения одного
Цикла разрезания. Поэтому разработка средств закрепления УКЗ
имеет большое значение.
Разрезание преград сложной формы большой толщины как из
черных, так и из цветных металлов без установки УКЗ на элементах
Жесткости может быть осуществлено с помощью зарядов с повышен-
ной режущей способностью. Примером такого заряда может служить
^КЗ модульной конструкции, предназначенный для пробивания
415

а б
Рис. 8.30. Разрезание контейнера:
а — контейнер на стенде; б — разрезанный контейнер
Рис. 8.31. Разрезание аварийного железнодорожного вагона:
а — ШКЗ установлен на стенку вагона; б — вагон с вырезанным фрагментом
боковой стенки
аварийного прохода в щите из алюминиевого сплава. Щит пред-
ставляет собой преграду, состоящую из двух обшивок толщиной
5... 10 мм, изготовленных из алюминиевого сплава, и стальных труб
диаметром 210 мм с толщиной стенки 5 мм, расположенных меж-
ду обшивками. На рис. 8.29 показаны УКЗ, установленные на пре~
416

граду, и проход в щите, образо-
вавшийся после их срабатыва-
ния. Специальные кумулятивные
устройства применяются для
разрезания стальных канатов.
Такие устройства способны пе-
рерубать стальные канаты и
стержни диаметром до 50 мм.
В случае, когда к качеству
поверхности реза не предъявля-
ются особые требования, для
разрезания преграды применяют-
ся ШКЗ, УКЗ, изготовленные из
эластичных ВВ, и кумулятивные
линейные баллиститные заряды,
способные разрушать преграды
из стали толщиной до 100 мм.
Достаточно хорошо отра-
ботаны методики разрезания с Рис ^ Демонтаж труб на га_
помощью ШКЗ многокомпонент- 3оконденсатном комбинате
ных слоистых преград. На
рис. 8.30 показан разрезанный контейнер (стенка контейнера со-
стояла из стеклопластика, стекловолокна сухой намотки и стали),
на рис. 8.31 — разрезанный железнодорожный вагон, на рис. 8.32 —
демонтаж труб в заводских условиях.
Необходимо отметить, что резание с помощью УКЗ выпол-
няется дистанционно и поэтому может быть использовано для раз-
резания конструкций, содержащих токсичные, горючие и даже
взрывчатые и радиоактивные материалы.
Список литературы
*• Алексеевский В.П. К вопросу о проникании стержня в преграду с
большой скоростью // ФГВ. 1966. № 2.
2- Балеевский А.Г., Киселев ЮТ., Могилев В.А. и др. Высокоскоростное
метание компактных элементов // Современные методы проектиро-
вания и отработки ракетно-артиллерийского вооружения. Саров:
РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2000.
3* Забабахин Е.И., Забабахин И.Е. Явления неограниченной кумуляции.
М.: Наука, 1988.
— 1483
417

4. Краткий справочник по прострелочно-взрывным работам / Под ред.
Н.Г. Григоряна. 3-е изд., перераб. и доп. М.: Недра, 1990.
5. Кудинов В.М., Волгин Л.А., Коротеев А.Я. и др. Устройства на основе
удлиненных кумулятивных зарядов для резки магистральных трубо-
проводов // Материалы II Международного совещания по обработке
металлов взрывом. Новосибирск, 8—10 сентября 1981 г. Новоси-
бирск: СО АН СССР, 1982.
6. Кудинов В.М., Коротеев А.Я., Волгин Л.А. и др. Опыт применения
подводной резки взрывом при демонтаже трубных оснований мор-
ских стационарных платформ // Автоматическая сварка. 1987. № 6.
7. Курант Р., Фридрихе К Сверхзвуковое течение и ударные волны:
Пер. с англ. М.: Изд-во иностр. лит., 1950.
8. Ладов СВ., Кобылкин И.Ф. Использование кумулятивных зарядов во
взрывных технологиях. М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1995.
9. Мержиевскш Л.А., Титов В.М., Фадеенко Ю.И., Швецов Г.А. Высо-
коскоростное метание твердых тел // ФГВ. 1987. № 5.
10. Михалюк А.В., Паршуков П.А. Эффективность зарядов различных
конструкций при разрушении горных пород контактным взрывом //
ФГВ. 1998. №5.
11. Михалюк А.В., Писарев Ю.А. Механическое действие газокумулятив-
ных зарядов в горных породах // ФГВ. 1989. № 5.
12. Пат. 2091697 РФ С1 6Р 42 В 3/00; Р 42 В 1/02. Способ взрывной рез-
ки конструкций и линейный кумулятивный заряд для его осуществ-
ления / А.С. Еременко, С.А. Новиков, В.Н. Лобанов, СВ. Прохоров //
Изобретения. 1997. № 27.
13. Резка металлов взрывом / А.В. Аттетков, А.М. Гнускин, В.А. Пырь-
ев, Г.Г. Сагидуллин. М.: СИП РИА, 2000.
14. Сагомонян А.Я. Проникание. М.: Изд-во Моск. ун-та, 1974.
15. Стадниченко И.А., Титов В.М., Чистяков В.П., Швецов Г.А. Иссле-
дования и некоторые применения взрывных ударных труб // ФГВ.
1982. №3.
16. Термостойкие взрывчатые вещества и их действие в глубоких сква-
жинах / Ф.А. Баум, А.С. Державец, Н.С. Санасарян и др. М.: Недра,
1969.
17. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 2.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
18. Чистяков В.П. Расчет параметров газокумулятивной струи // ФГВ.
1988. №5.
19. 52епа1ге1 Т. Апа1ух]са1 Мос1е1 ог*Сга1ег Рогтайоп Ьу 1еХ 1трас* апё 115
АррНсайоп 1о Са1си1а*юп Репе1га1;юп Сигуез апё Но1е РгоШез // Ргос
01*7* 1п1ет. 8утр. оп ВаШзйс. ТЬе На§ие, ЫеЛейашк, 1983.
20. УУаИег8 РГ.Р., 1ика$ З.А. РипйатепЫв оГ 8парес1 сЬаг^ез. Ы.У.: ДоЬп
\УШеу, 1989.
418

Глава 9
Взрывные технологии разделения на фрагменты
массивных стальных конструкций
и автомобильных шин
9.1. Технология разделения на фрагменты
массивных стальных конструкций,
основанная на взаимодействии
ударных волн разрежения
9.1.1. Разделение на фрагменты толстостенных конструкций
Необходимая погонная масса ВВ, используемого в УКЗ, с уве-
личением толщины разрезаемой преграды должна быть значительно
увеличена. Так, если в случае геометрически подобных поперечных
сечений УКЗ диаметр заряда увеличивается примерно пропорцио-
нально толщине разрезаемой преграды, то погонная масса ВВ будет
возрастать пропорционально квадрату толщины преграды. Поэтому
применение УКЗ для резания стальных преград толщиной 50.. .60 мм
и более становится нерентабельным. Такие УКЗ содержат большое
количество ВВ, детонация которых кроме кумулятивного действия
связана со значительным фугасным действием.
Разрушение крупногабаритных конструкций типа толсто-
стенных корпусных деталей (толщина стенки более 50 мм) с целью
их утилизации отличается рядом существенных особенностей по
сравнению с разрезанием рассмотренных в гл. 8 тонкостенных
конструкций типа речных и морских судов, резервуаров и т. п. Ме-
тодики резания массивных конструкций практически не разрабо-
таны. Поскольку использование УКЗ для массовой утилизации
крупногабаритных толстостенных конструкций экономически не-
14* 419

целесообразно, необходима разработка альтернативных методов
их управляемого разрушения. Одним из наиболее перспективных
является взрывной метод разрушения (или разборки) конструкций,
так как он энергетически автономен и его можно использовать в
полевых условиях. При разрушении конструкций с целью утили-
зации не предъявляется особых требований к форме получаемых
фрагментов. Главное, чтобы размеры фрагментов не препятство-
вали погрузке, транспортировке и их последующей утилизации.
Как правило, взрывная технология разборки разрабатывается для
каждого класса конструкций и состоит в выборе оптимальных ти-
поразмеров, формы, количества зарядов и схемы их размещения
[18]. При этом большое значение имеют понимание физики про-
цесса разрушения, экспериментальные и расчетные методы, бази-
рующиеся на достижениях современной механики взрыва, в том
числе механики динамического разрушения.
Известно, что при увеличении габаритов конструкций про-
является масштабный эффект энергетической природы, заклю-
чающийся в том, что при динамическом нагружении толстостен-
ные конструкции больших размеров склонны к хрупкому разру-
шению в области упругих и малых пластических деформаций. Это
обстоятельство позволяет добиваться разрушения утилизируемых
конструкций при меньших массах зарядов ВВ.
Одна из основных концепций линейной механики разрушения
состоит в том, что разрушение (рост трещины) происходит тогда,
когда коэффициент интенсивности напряжений, являющийся функци-
ей упругого поля напряжений в области локализации дефекта (тре-
щины, поры, надреза), больше критического значения параметра К\с,
получившего название трещиностойкость. Трещиностойкость, как и
другие механические характеристики конструкционных материалов,
зависит от температурно-скоростных условий нагружения. Управляя
параметром трещиностойкости, можно управлять разрушением.
При повышении скорости нагружения значение К\с сущест-
венно уменьшается. Скорость нагружения определяется начальны-
ми условиями нагружения, а скорость распространения трещины —
запасом упругой энергии разрушаемой конструкции. Эти параметры
не регулируются.
С понижением температуры наблюдается также значительное
уменьшение значения К\с конструкционных сталей и некоторых ти-
тановых сплавов, т. е. проявляется так называемая хладноломкость
420

а б
Рис. 9.1. Разрушение массивной отливки из чугуна:
а — схема постановки опыта; б — разрушенная отливка; 1 — второй кумулятив-
ный заряд марки ЗКЛБ-50; 2 — след от подрыва первого заряда марки ЗКЛБ-50
(канавка); 3 — цилиндрическая чугунная отливка
металла. Явление хладноломкости можно использовать на практике
для управления процессом разрушения [1]. Это подтверждают экспе-
рименты с цилиндрическими отливками из ковкого чугуна диамет-
ром 400 мм. Постановка их заключалась в следующем: при предвари-
тельном нагружении отливки с помощью кумулятивного заряда мар-
ки ЗКЛБ-50 в отливке создавалась канавка глубиной 27...30 мм,
занимающая примерно половину окружности (рис. 9.1, а). Затем
осуществлялось локальное охлаждение отливки в области канавки
непрерывной струей жидкого азота. После охлаждения в канавку ус-
танавливался второй линейный кумулятивный заряд марки ЗКЛБ-50
массой около 1 кг, при подрыве которого происходило разрушение
отливки на две части (рис. 9.1, б). Большая толщина отливки, ло-
кальное охлаждение и высокая динамичность нагружения обеспечи-
вали полное хрупкое разрушение отливки. Аналогичные эксперимен-
ты проводились с деталями типа рельсов и проката большого сечения
(рис. 9.2). Результаты подтвердили эффективность метода. Разруше-
ние происходило в зоне локального охлаждения. Добиться подобного
Разрушения такой же отливки с помощью мощных УКЗ без предва-
рительного локального охлаждения не удалось.
Примером практического применения взрывных методов раз-
Резания толстостенных конструкций явился демонтаж крупногаба-
421

Рис. 9.2. Фрагменты разрезанного железнодорожного рельса
ритного насоса, используемого в нефтегазовой промышленности
(производство объединения «Уралмаш»). Насос длительное время
находился в степи, попытки демонтировать его штатными способа-
ми не увенчались успехом. Внешний вид насоса до и после демон-
тажа показан на рис. 9.3 (габариты насоса — 5000 х 3000 х 2500 мм,
масса — около 35 т). Конструкция выполнена в виде монолитного
блока, состоящего из толстостенных цилиндров, труб, массивного
корпуса с размещенным в нем приводным механизмом. Толщина
стенок элементов конструкции, изготовленных из ковкого чугуна,
равна 20... 120 мм, а изготовленных из конструкционной стали —
10...200 мм. Приводной механизм состоит из шатунов и стальных
шестерен диаметром до 1000 мм с валами диаметром до 200 мм на
роликовых подшипниках.
При разрезании применялись следующие типы зарядов:
ШКЗ, заряды марок ЗКЛБ, 2ТСн и линейные кумулятивные заряды
на основе жидкого ВВ (нитробензол + тетранитрометан) с добав-
лением мелкодисперсного октогена.
Одним из перспективных методов разделения на фрагменты
(резания взрывом) массивных стальных конструкций является раз-
работанный во ВНИИЭФ метод, основанный на взаимодействии
ударных волн разрежения (метод УВР) [1]. Он заключается в соз-
дании двух встречных скользящих линейных детонационных волн
в слое ВВ, расположенном на нагружаемой поверхности конст-
рукции [21]. Поскольку словосочетание «ударные волны разреже-
ния» является еще не совсем привычным, остановимся подробнее
на этом на первый взгляд аномальном явлении.
422

Рис. 9.3. Внешний вид насоса для нефтегазовой промышленности:
а — до демонтажа; б — после демонтажа
9.1.2. Ударные волны разрежения —
аномальное явление в газовой динамике
Как известно, в большинстве практических случаев удар-
ные волны сжатия, в которых происходит ударноволновое сжатие
вещества, и волны разрежения, в которых происходит расшире-
423

ние сжатого вещества, существуют вместе. В ударной волне сжа-
тия происходит скачкообразное увеличение значений параметров
движения и состояния вещества (скорости, давления, плотности,
температуры). В волне разрежения осуществляется так называе-
мая разгрузка — плавное уменьшение значений этих параметров.
В результате разгрузки нормализуется давление вещества и за
счет остаточного разогрева уменьшается его плотность. В твер-
дых телах волна разрежения представляет собой систему волн
упругой и пластической разгрузки, что несколько изменяет про-
филь давления волны разрежения, а в ряде веществ (газообраз-
ных, жидких и твердых) существует такое на первый взгляд ано-
мальное явление, как ударная волна разрежения.
Стационарная ударная волна сжатия, распространяющаяся в
веществе, характеризуется тремя основными термодинамическими
параметрами: давлением р\ на фронте волны, плотностью р1 и ско-
ростью движения щ сжатого вещества за фронтом волны. Зная па-
раметры ро, ро, Щ невозмущенного вещества (перед фронтом удар-
ной волны) и какой-нибудь параметр, характеризующий амплиту-
ду ударной волны (например, параметр р\ или и\), можно
вычислить все остальные неизвестные параметры, используя зако-
ны сохранения массы, импульса и энергии. Получаемое из них со-
отношение, связывающее давление с удельными объемами по обе
стороны фронта ударной волны, имеет вид
Е{Р], У])-Е{р0, Г0) = 1(Л +рЖ -V,) (9.1)
и носит название ударной адиабаты или адиабаты Гюгонио.
Ударная адиабата представляется функцией р\ =/(Кь р0, К0),
которая в ряде конкретных случаев, когда уравнение состояния
вещества Е = Е(р, V) выражается простой зависимостью, может
быть найдена в явной форме. Так, для случая ударной волны в
идеальном газе с постоянной теплоемкостью
Е = СуТ = -±-рК
у-1
где Т— температура; у = Ср/Су — показатель адиабаты Пуассо-
на; Ср и Су — теплоемкости при постоянных давлении и объеме.
424

Скорость распространения ударной волны в невозмущенном ве-
ществе может быть найдена из соотношения
^в^о2^- (9-2)
Графически эта скорость определяется тангенсом угла наклона
отрезка прямой, соединяющей точки ударной адиабаты, соответст-
вующие начальному и конечному состояниям вещества. Ударная
волна всегда распространяется со сверхзвуковой скоростью в не-
возмущенном веществе и с дозвуковой скоростью по отношению к
веществу за фронтом волны:
^ув > со ?
(9.3)
Эти неравенства являются своеобразным условием устойчивости
ударной волны.
Разгрузка вещества, сжатого ударной волной (расширение
его до удельного объема при нормальном давлении), происходит
в волне разрежения непрерывно по кривой, называемой адиаба-
той Пуассона. Адиабата Пуассона представляет собой однопара-
метрическое семейство кривых/? = р(У, 5'), где параметром явля-
ется только энтропия 5. Ударная адиабата зависит от двух пара-
метров: начального давления р0 и начального объема У0; каждой
точке ударной адиабаты соответствует своя кривая разгрузки —
адиабата Пуассона, которая в координатах (р, V) всегда должна
располагаться выше ударной адиабаты. Для большинства кон-
денсированных веществ даже при достаточно большом давлении
(десятки гигапаскалей) различие между адиабатой Гюгонио и
адиабатой Пуассона невелико.
Наклон касательной в каждой точке адиабаты Пуассона оп-
ределяет скорость звука в веществе, характеризуемом парамет-
рами р и V. Так как угол наклона касательной уменьшается по
Мере снижения давления, то в волне разрежения, в которой про-
исходит разгрузка вещества, состояние вещества с меньшим дав-
анием распространяется с меньшей скоростью. Именно поэтому
изменение давления в волне разрежения происходит относитель-
но плавно и в процессе движения волна растягивается. При быст-
ром повышении давления в веществе формируется ударная волна
425

сжатия с резким фронтом, так как каждое последующее состоя-
ние вещества «догоняет» предыдущее (скорость звука при боль-
шем давлении превышает скорость звука при меньшем). Такие
простые рассуждения показывают, что в веществах с ударной
адиабатой и с адиабатой Пуассона, обращенными выпуклостью к
оси абсцисс ((д2р/дУ2)8 > 0), всегда должны существовать удар-
ные волны сжатия с резким фронтом (скачок давления) и расши-
ряющиеся с течением времени волны разрежения с плавным
уменьшением давления.
Условие механической устойчивости ударной волны (9.3)
согласуется с термодинамическим условием возрастания энтро-
пии 5, в соответствии с которым энтропия адиабатически изоли-
рованной системы не может уменьшаться; она либо возрастает,
либо остается постоянной.
Приращение энтропии в ударной волне выражается зависи-
мостью [7]
1
12
д2Р
Т0(8{-80) = -\-^\ (У0-У{)\
дУ1
\3
откуда следует, что знак приращения энтропии в ударной волне
определяется знаком второй производной (д2р/дУ2)8. Если адиа-
батическая сжимаемость вещества с увеличением давления умень-
шается, т. е. (д2р/дУ2)8 > 0, то значение энтропии на фронте удар-
ной волны сжатия прир\ >р0, У\ < У0 возрастает, а на фронте удар-
ной волны разрежения оно должно уменьшаться. Поскольку для
большинства веществ неравенство (д2р/дУ2)8>0 выполняется,
то из условия невозможности уменьшения энтропии следует не-
возможность существования такого явления, как ударная волна
разрежения. В случае веществ с аномальными термодинамически-
ми свойствами, для которых вторая производная хотя бы на неко-
тором участке ударной адиабаты отрицательна, условие устойчи-
вости (9.3) для ударной волны сжатия не выполняется и энтропия в
ударной волне должна уменьшаться. Но условие (9.3) выполняется
для волны разрежения, для которой выполняется и условие роста
энтропии; область разрежения с плавным уменьшением давления
должна превращаться в область скачкообразного уменьшения дав-
ления, т. е. в ударную волну разрежения. Примером состояния ве-
426

щества, для которого выполняется неравенство (д2р/дУ2)3 <0,
является состояние вблизи критической точки фазового перехода
#сидкость — газ. В этой области соотношение между структурами
волны сжатия и волны разрежения становится обратным по срав-
нению с соотношением между структурами резкой ударной волны
сжатия и размытой волны разрежения в обычных газах вдали от кри-
тической точки [8].
Длительное время утверждение о возможности существова-
ния при определенных условиях такого аномального явления, как
ударные волны разрежения, оставалось предположением. Впервые
экспериментально это явление было обнаружено не в газах, а в
одном из самых распространенных металлов — железе.
Утверждение о существовании ударных волн разрежения в
железе было сделано при исследовании процесса разрушения ци-
линдрических образцов из железа и мягкой стали толщиной
20... 160 мм при нагружении их взрывом заряда ВВ. Эксперименты
проводились во ВНИИЭФ в 1956 г., результаты их опубликованы в
1961 г. [10]. Явление, аналогичное фазовому переходу жидкость —
пар, возникает как при статическом, так и при ударноволновом
сжатии многих веществ — в них также происходят фазовые пере-
ходы. В металлах — это перестройка кристаллической решетки,
причем, как и многие явления при ударноволновом нагружении,
эта перестройка происходит за очень короткий промежуток време-
ни (доли микросекунды). При этом, естественно, практически
мгновенно изменяется удельный объем (осуществляется фазовый
переход первого рода), что, безусловно, сказывается на характере
ударной адиабаты вещества. Фазовый переход первого рода в же-
лезе обнаружили американские исследователи Д. Банкрофт, Е. Пе-
терсон и С. Миншэлл в 1956 г. [24]. Вывод о существовании фазо-
вого перехода в а-фазе железа (объемноцентрированная кубиче-
ская решетка) при давлении ударноволнового сжатия/? =13,2 ГПа
был сделан на основании резкого излома экспериментально по-
строенной ударной адиабаты железа при этом давлении (критиче-
ская точка фазового перехода). Позже было показано, что при
Ударноволновом сжатии а-фаза железа переходит в новую неиз-
вестную ранее фазу железа с гексагональной плотноупакованной
кристаллической решеткой (ее назвали е-фазой железа). Кстати,
пРи разгрузке железа е-фаза полностью переходила в а-фазу, по-
этому даже при очень быстром снятии давления в железе не было
°бнаружено каких-либо явных признаков е-фазы.
427

В указанных экспериментах не ставилась цель обнаружить
ударные волны разрежения в претерпевающем фазовый переход
железе. Разрушение отколом (или, как его еще называют, откол),
изучаемое в этих экспериментах, является специфическим видом
динамического разрушения материалов, происходящего при взаи-
модействии двух встречных волн разрежения. Поверхность разру-
шения отколом (или, другими словами, поверхность откола) обычно
достаточно шероховатая. Степень шероховатости зависит в первую
очередь от градиента спада давления во взаимодействующих волнах
разрежения. Чем резче спад давления, тем быстрее нарастают растя-
гивающие напряжения в области взаимодействия волн разрежения,
тем менее шероховата поверхность откола. Действительно, разру-
шение отколом, как и любое другое разрушение, есть процесс заро-
ждения в ослабленных какими-либо дефектами областях материала
микротрещин, их распространения и слияния, в результате чего об-
разуется магистральная трещина по всему сечению нагружаемого
образца.
При плавном нарастании растягивающих напряжений снача-
' ла в процесс разрушения включаются наиболее «слабые» дефекты,
затем к ним подключаются остальные дефекты в соответствии с
уровнем напряжений, при которых происходит зарождение тре-
щин. Время разрушения (долговечность) зависит от времени слия-
ния трещин, зародившихся от соседних дефектов, расстояние ме-
жду которыми и обусловливает степень шероховатости поверхно-
сти откола. Очевидно, что если в очень узкой области мгновенно
будут приложены большие растягивающие напряжения, то шеро-
ховатость поверхности откола практически должна отсутствовать.
В указанных экспериментах неожиданно были получены гладкие
поверхности откола правильной геометрической формы в виде
сердечников (рис. 9.4). Особенно гладкую, почти зеркальную, по-
верхность имели срезанные сердечники, отмеченные на рисунке.
Резкий излом ударной адиабаты железа можно трактовать как пре-
дельный случай участка адиабаты с отрицательной второй произ-
водной (д2р/дУ2)8 <0. Поэтому сам факт образования гладкой
поверхности откола, т. е. явления, тесно связанного с градиентом
спада давления в области взаимодействия волн разрежения, в опы-
тах с образцами из железа приводит к мысли о связи откола с су-
ществованием в железе ударной волны разрежения. После обсуж-
дения полученных результатов с Я.Б. Зельдовичем авторами ра-
428

Рис. 9.4. Гладкие поверхности откола 1 и 2, полученные при нагружении
взрывом цилиндрического образца из стали СтЗ
боты [10] был сделан вывод, что образование гладких поверхно-
стей откола происходит при взаимодействии ударных волн разре-
жения. Наличие каких-либо дефектов в зоне разрушения отколом
(в зоне откола) не успевает повлиять на процесс разрушения. В
этом случае должна реализовываться теоретическая прочность же-
леза. Анализ возможных течений с ударной волной разрежения в
железе сделан в работе [11] Ю.И. Тарасовым.
Рассмотрим структуру течения с образованием ударной волны
разрежения. Условие устойчивости (9.3) ударной волны или ударной
волны разрежения (сверхзвуковая скорость по отношению к началь-
ному состоянию вещества и дозвуковая скорость по отношению к
конечному состоянию вещества) может быть записано в виде
П2 >-V2
У=К
П2 <-V2
У=У7
Используя законы сохранения массы и импульса на фронте удар-
ной волны, эти неравенства можно записать следующим образом:
др\
дУ\
у=у.
Рг~Р\
У,-У->
<-
др\
дУ\
(9.4)
У=У2
429

Рис. 9.5. Условия формирования
ударной волны разрежения
Здесь индексами 1 и 2 обозна-
чены начальное и конечное со-
стояния вещества, а 7)УВ1 и
^>ув2 — скорости распростра-
нения скачка давления ударной
волны или ударной волны раз-
режения в среде перед фронтом
скачка и после него.
Условия формирования
ударной волны разрежения
представлены на рис. 9.5. Ис-
ходя из неравенства (9.4), мож-
но заключить, что максималь-
ная амплитуда скачка разреже-
ния зависит от состояния
вещества в точках с и <^, поло-
жения которых на кривой сжи-
маемости определяются следующим условием: линия Ас касается в
точках с и с1 кривой сжимаемости. Скорость разрыва в данном слу-
чае звуковая по отношению к начальному и конечному состояниям
вещества.
Таким образом, область состояний сжатого ударной волной
вещества, из которых возможен скачок разрежения, заключена
между точками а и с1, а конечные состояния вещества в скачке раз-
режения находятся на отрезке ас кривой сжимаемости.
Из неравенства (9.4) также следует, что при скачкообразном
расширении вещества из состояния, соответствующего точке 7, нахо-
дящейся между точками а и А, могут быть достигнуты не все состоя-
ния вещества, соответствующие нижней части кривой сжимаемости,
а лишь некоторые. Эти состояния вещества находятся на отрезке
2'—2", границы которого (точки 2' и 2") определяются следующим
образом: прямая 7—2' касается кривой сжимаемости в точке 7, а пря-
мая 7—2" — в точке 2". Если начальное состояние вещества задано
точкой 7, а конечное состояние имеет давление менее ра, но находит-
ся вне отрезка 2'—2", то волна разрежения состоит из комбинации
обычной волны разрежения и ударной волны разрежения.
Необходимо рассмотреть два случая: 1) конечная точка 3 на-
ходится выше точки 2'; 2) конечная точка 4 расположена ниже
точки 2'.
430

В первом случае обычная волна разрежения предшествует
ударной волне разрежения. Точка 7', их разделяющая, определяет-
ся из условия, что прямая Г—3 касается в точке Г кривой сжимае-
мости, так, что ударноволновой скачок разрежения имеет макси-
мально возможную амплитуду при конечном состоянии вещества,
соответствующем точке 5. Действительно, при меньшей амплиту-
де ударноволновой скачок разрежения будет постепенно погло-
щать волну разрежения, пока его скорость не станет звуковой по
отношению к веществу перед фронтом скачка разрежения, что со-
ответствует указанному выше условию для точки раздела Г.
Во втором случае обычная волна разрежения следует за
скачком разрежения. Из тех же соображений, что и в первом слу-
чае, ясно, что точка раздела 2" должна являться точкой касания
прямой 7—2" и кривой сжимаемости. Таким образом, амплитуда
скачка разрежения получается максимальной при начальном со-
стоянии вещества, соответствующем точке 7.
Далее рассмотрим скачок разрежения в плоскости давление —
скорость среды, что необходимо для анализа процесса взаимодей-
ствия волн (рис. 9.6). По оси р отложено давление покоящейся пе-
ред скачком разрежения среды. Согласно изложенному выше на-
чальные состояния вещества перед скачком разрежения должны
находиться в области давлений, заключенной между точками а ид
на оси р (см. рис. 9.6). Каждой точке 7, находящейся на отрезке ас},
соответствует ряд конечных состояний вещества, достигаемых в
скачке разрежения и заключенных между точками 2' и 2м. Так как
в ударной волне разрежения с увеличением спада давления растет
скорость, то кривая в координатах (р, и) для состояний вещества
после скачка разрежения из точки 7 будет иметь вид линии 2'—2—2".
Совокупность линий 2'—2—2", соответствующих различным по-
ложениям точки 7, заполняет на плоскости (р, и) область а—2"—
с—2'. Таким образом, начальными состояниями вещества перед
фронтом скачка разрежения могут служить только точки отрезка
ас/на осир, а конечными — только точки области а—2"—с—2*. В
случае, когда волна разрежения должна состоять из комбинации
волны разрежения и скачка разрежения, р—^/-диаграмма может
быть легко построена с учетом указанного выше условия, опреде-
ляющего амплитуду разрыва.
Рассмотрим подробно р—^-диаграмму для начального со-
стояния вещества, заданного точкой 7 (см. рис. 9.6). Линия 7—а'—
431

2'—2"—0, определяющая ско-
рость среды в зависимости от
конечного давления, состоит из
отдельных участков, каждому
из которых соответствует опре-
деленная структура волны. Пе-
речислим эти участки, указывая
вид волны:
1) участок 1—а' (давле-
ние в точке а' такое же, как в
точке а); простая волна;
2) участок а'—2'; простая
волна, за ней скачок разреже-
ния; для произвольного состоя-
ния вещества, соответствующе-
го точке 3, находящейся на уча-
стке а'—2', амплитуда скачка
разрежения Г—3 определяется
из «условия касания»;
3) участок 2'—2"; скачок
разрежения;
4) участок 2"—0; скачок
разрежения, за ним простая
волна; амплитуда скачка разре-
жения 1—2" постоянна.
Аналогичным образом можно выполнить построение для
произвольного состояния вещества на оси р. Взаимодействие волн
может быть легко рассмотрено с помощью обычно применяемого
для этой цели метода р—и-диаграмм. Однако, используя этот ме-
тод, необходимо учитывать характерные особенности рассматри-
ваемых течений. Например, диаграмма для скачка сжатия в неко-
торой области давлений, находящейся выше точки излома адиаба-
ты, характеризует состояние вещества после двух скачков
разрежения, разделенных в пространстве, что необходимо прини-
мать во внимание.
Наиболее очевидным с точки зрения взаимодействия удар-
ных волн разрежения является, по-видимому, объяснение появле-
ния срезанных сердечников. Схему появления среза можно пред-
ставить следующим образом. В стальном образце распространяются
Рис. 9.6. Различные режимы тече-
ний с ударной волной разрежения
432

Рис. 9.7. Диаграмма х — / давлений ударной волны и ударной волны раз-
режения в стальном образце:
ОА — первая ударная волна сжатия (р = 13,2 ГПа); ОВ — вторая ударная волна
сжатия; ЛВС — траектория свободной границы; ОКЬ — траектория границы раз-
дела продукты детонации — сталь; КЕ — ударная волна разрежения, распростра-
няющаяся от поверхности нагружения; К — точка, в которой давление продуктов
детонации равно давлению фазового перехода; ВЕ — ударная волна разрежения,
распространяющаяся от тыльной поверхности образца; ОС — слабая ударная
волна сжатия, образующаяся при формировании поверхности откола
скачок сжатия и следующий за ним скачок разрежения. При отра-
жении ударной волны от нижней поверхности образца возникает
второй скачок разрежения. В очень узкой области встречи двух
скачков разрежения образуется гладкая поверхность откола —
срез. В координатах (х, /), где х — путь, I — время, это явление
представлено на рис. 9.7. Расчетное положение поверхности откола
соответствует эксперименту. Из расчетов следует, что амплитуды
ударных волн разрежения ВЕ и КЕ в момент их встречи составляют
16,0 и 4,8 ГПа соответственно. Растягивающего напряжения, возни-
кающего при взаимодействии скачков разрежения, вполне доста-
точно для разрушения стали, предел прочности которой при им-
пульсном нагружении составляет около 3,0 ГПа. С точки зрения
взаимодействия скачков разрежения хорошо объясняется и образо-
вание боковой поверхности сердечников. Действительно, экспери-
менты показали непосредственную зависимость между формой бо-
ковой поверхности образца и формой боковой поверхности обра-
зующегося сердечника, а также влияние на последнюю профиля
Давления ударной волны, распространяющейся в образце. Естест-
венно поэтому объяснить образование боковой поверхности сер-
433

дечника взаимодействием скачка разрежения в волне боковой раз-
грузки, распространяющейся в образце, и скачка разрежения, сле-
дующего за ударной волной сжатия. Так как столкновение этих
скачков разрежения происходит под углом, то ясно, что область, в
которой достигаются разрушающие напряжения, будет шире об-
ласти встречи двух скачков разрежения, а следовательно, поверх-
ность откола будет менее гладкой, чем при нормальном столкно-
вении скачков разрежения, что и проявляется в экспериментах.
Таким образом, описанный факт образования гладких по-
верхностей откола явился первым доказательством существования
ударных волн разрежения. Запись профиля давления в образце из
железа, полученная позднее с помощью манганинового датчика,
наглядно демонстрирует скачок давления ударной волны разреже-
ния. Дальнейшие исследования ударноволнового сжатия твердых
веществ показали, что фазовые переходы, подобные фазовому пере-
ходу в железе, существуют еще в ряде веществ, что также приводит
к образованию ударных волн разрежения и гладких поверхностей
откола.
А ударная волна разрежения вблизи критической точки фазо-
вого перехода жидкость — пар, как и указывал Я.Б. Зельдович [8], все
же была зафиксирована новосибирскими учеными в 1979 г. [5].
Явление образования ударных волн разрежения зарегистри-
ровано в Государственном реестре открытий СССР [6]. Таким обра-
зом, доказано: наличие аномальной области с отрицательной второй
производной (д2р/дУ2)8 на ударной адиабате вещества приводит к
образованию ударных волн разрежения в полном согласии с зако-
нами термодинамики. Явление образования ударных волн разреже-
ния имеет большое научное и практическое значение. Очевидно, что
учет образования, распространения и взаимодействия ударных волн
разрежения существенно увеличивает достоверность всех расчетов
течений при ударноволновом нагружении соответствующих мате-
риалов. Это значительно повышает точность расчетного прогнози-
рования поведения многих конструкций, работающих в экстремаль-
ных условиях, надежность эксплуатации энергетических установок,
в конструкции которых используются вещества, могущие находить-
ся в околокритическом состоянии. Применение метода УВР дает
уникальную возможность исследования прочности материалов при
сверхмалых временах нагружения практически без учета имеющих-
ся в материалах дефектов всех видов.
434

9.1.3. Применение метода УВР
для резания толстостенных преград
Идея применения метода УВР, основанного на взаимодейст-
вии ударных волн разрежения, для раскалывания массивных
стальных преград была высказана С.А. Новиковым. В работе [19]
приведены результаты экспериментальных исследований возник-
новения гладких поверхностей откола в случае нагружения сталь-
ных образцов ударными волнами, образующимися при скользящей
детонации слоя ВВ, прилегающего к поверхности нагружаемого
образца.
В экспериментах на торцовой поверхности цилиндрических
образцов из стали СтЗ диаметром 120 мм и длиной 30... 150 мм
размещали дискообразные заряды, изготовленные из различных
ВВ (пластичное ВВ, ТНТ, ТГ 50/50), толщиной 4... 12 мм. Иниции-
рование заряда осуществлялось в двух точках, находящихся на не-
котором расстоянии друг от друга. При подрыве заряда ВВ в сталь-
ном образце за фронтом косых ударных волн сжатия образовыва-
лись две косые ударные волны разрежения, при взаимодействии
которых возникала гладкая поверхность откола в виде двугранного
угла. Разрушение отколом происходило в верхней части образца
вблизи поверхности, на которой располагался заряд ВВ. Образец
оказывался расколотым на две части вдоль плоскости, проходящей
через линию взаимодействия детонационных волн. Общий вид од-
ной из частей разрушенного образца показан на рис. 9.8, где хоро-
шо видна зона откола в верхней части образца, вблизи поверхности,
Рис. 9.8. Часть цилиндрического образца, разрушенного при столкнове-
нии на его торце двух скользящих детонационных волн
435

Рис. 9.9. Схема расположения Рис. 9.10. Схема распространения
гладких поверхностей откола ударных волн сжатия и разрежения в
(жирные линии) стальном образце:
УВ — ударная волна сжатия; УВР — удар-
ная волна разрежения, следующая за УВ
-_.
1
« Ъ г
, ....
2 I
<-,.и
/1
1/3... 1/4
о
Рис. 9.11. Цилиндрический стальной образец (а) и схема проведения
опыта (б), в котором происходит столкновение двух скользящих детона-
ционных волн на боковой поверхности образца:
1 — боковая поверхность образца; 2 — полоса пластичного ВВ; 3 — генератор
линейной детонационной волны
436

на которой размещался заряд. На фотографии видна четкая линия,
представляющая собой вершину (ребро) гладкой поверхности отко-
ла в виде двугранного угла. К линии примыкают узкие полосы глад-
кой поверхности откола. Схематично расположение гладких по-
верхностей откола при таком способе нагружения показано на рис. 9.9
(поверхности отмечены жирными линиями).
Наличие гладких поверхностей откола однозначно указывает,
что они образованы при взаимодействии ударных волн разрежения в
стальных образцах. Схема распространения ударных волн сжатия и
разрежения в стальном образце представлена на рис. 9.10. Из геомет-
рических соображений следует, что плоскость столкновения удар-
ных волн разрежения, показанных на рис. 9.10, проходит через ось
образца. Вследствие этого раскалывание образца происходит вдоль
плоскости столкновения. Появление узких гладких поверхностей
откола в виде двугранного угла вблизи нагружаемой поверхности
также связано с ударной волной разрежения, возникающей после
столкновения детонационных волн в заряде ВВ. (На рис. 9.10 эта
ударная волна разрежения не показана.) Гладкий откол, происходя-
щий в осевом направлении, играет роль начальной (инициирующей)
трещины, которая распространяется в осевом направлении в мате-
риале, уже не претерпевающем фазового перехода.
В аналогичных экспериментах осуществляли подрыв листовых
зарядов пластичных ВВ различной удельной массы, расположенных
а б
Рис. 9.12. Резание цилиндрической стальной конструкции диаметром 500 мм,
состоящей из нескольких труб:
о — конструкция с наклеенной на ее боковую поверхность полосой пластичного
ВВ; б — отрезанная часть конструкции
437

на боковых поверхностях цилиндрических стальных образцов, диа-
метры которых изменялись в пределах й = 40.. .500 мм, а длины пре-
вышали их диаметры более чем в 1,5 раза. Полосу пластичного ВВ 2
(рис. 9.11) с помощью полиизобутиленового клея наклеивали на
боковую поверхность цилиндрического образца 1 по окружности.
Длину полосы ВВ выбирали равной длине окружности или ее части
(2/3...3/4). С целью определения параметров минимального слоя
ВВ, детонация которого приводит к гарантированному разруше-
нию цилиндрической конструкции, в опытах варьировали ширину
полосы ВВ Ь и толщину слоя ВВ к. На свободных границах полосы
ВВ с помощью генератора линейной детонационной волны 3 (пер-
форированного слоя ВВ либо 6—30 полос пластичного ВВ) созда-
вались направленные навстречу друг другу детонационные волны.
А, мм
ЮН
5Ь
0
100
200 </,мм
Рис. 9.13. Экспериментальная за-
висимость толщины слоя пластич-
ного ВВ от диаметра разрезаемой
цилиндрической конструкции
Л мм
Рис. 9.14. Экспериментальные за-
висимости массы ВВ от диаметра
разрезаемой цилиндрической кон-
струкции и ширины полосы ВВ:
1 — Ъ = 30 мм; 2 — Ъ = 50 мм; 3 — Ъ-
= 60 мм; 4 — Ь = 70 мм; 5 — Ъ =
= 90 мм
438

На рис. 9.12 показана цилиндрическая стальная конструкция, со-
стоящая из нескольких труб, до и после разрезания. Отчетливо вид-
на узкая полоса гладкой поверхности откола. Качественная картина
разделения цилиндрического образца на части подобна схеме, пред-
ставленной на рис. 9.9 для случая раскалывания образцов вдоль оси.
Таким образом, цилиндрические образцы оказывались рас-
колотыми на две части по плоскости взаимодействия ударных
волн разрежения перпендикулярно оси образца [17, 25].
На рис. 9.13 и 9.14 приведены экспериментальные зависимо-
сти толщины слоя пластичного ВВ к и массы ВВ тВв от диаметра
Л разрезаемой цилиндрической конструкции. Толщина слоя ВВ и
ширина полосы ВВ должны подбираться экспериментально для ка-
ждой конструкции (зависимости, приведенные на рис. 9.13, 9.14,
могут быть использованы для предварительных оценок).
Явление самопроизвольного распространения на большую
глубину трещин, образующихся при взаимодействии ударных волн
разрежения, может быть проиллюстрировано раскалыванием изго-
товленного из стали 35 массивного основания массой 50 т (рис. 9.15).
Использование около 15 кг ВВ позволило расколоть эту конструкцию
на две части. Очевидно, что без действия ударных волн разрежения
Рис. 9.15. Массивное стальное основание, расколотое на две части с по-
мощью метода УВР
439

такое раскалывание было бы невозможным и при гораздо большем
количестве ВВ. Простые инженерные оценки, выполненные с уче-
том данных саперных справочников, показывают, что при исполь-
зовании метода УВР требуется примерно на порядок меньшее ко-
личество ВВ.
9.2. Взрывные устройства для подводного резания свай
В последние годы в связи с прекращением функционирова-
ния нефтегазовых платформ, расположенных в открытом море,
остро встает вопрос об их демонтаже с целью утилизации или пе-
реноса в другое место. Глубоководные нефтегазовые платформы
представляют собой сложные инженерные сооружения массой до
нескольких десятков тонн (рис. 9.16). В их состав входят толсто-
стенные (иногда многослойные) трубчатые опорные колонны,
многослойные проводники и ряд других массивных конструктив-
ных элементов, из которых следует отметить труднодемонтируе-
мую деталь в виде сплошного стального цилиндра диаметром до
400 мм, входящую в состав крепежного узла силовой опоры плат-
формы. На рис. 9.17 схематично изображены основные узлы глу-
боководной стационарной платформы со взрывными устройствами
для их демонтажа.
К взрывным технологиям демонтажа глубоководных плат-
форм предъявляются жесткие требования по количеству исполь-
зуемого ВВ и местоположению заряда ВВ. Например, в США та-
кими требованиями предусматривается следующее:
— резание опор и трубопроводов должно проводиться на
глубине на 5 м ниже уровня дна;
— резание должно осуществляться изнутри (с внутренней
поверхности трубы);
— во взрывном устройстве количество ВВ на единицу дли-
ны реза не должно превышать 98 г/см, т. е. при внутреннем диа-
метре чаще всего используемой для трубопровода трубы 178 мм
масса заряда ВВ не должна превышать 22 кг.
Примеры взрывного демонтажа оснований неглубоковод-
ных стационарных платформ, установленных в Азовском и Чер-
ном морях на глубине 30 и Юм соответственно, приведены в ра-
ботах [14, 15]. Удлиненные кумулятивные заряды, примененные
440

Рис. 9.16. Схема глубоководной нефтегазовой платформы:
1 — силовая опора; 2 — вода; 3 — крепежный узел силовой опоры; 4 — ил; 5 —
твердый грунт; 6 — линия реза; 7 — многослойный проводник; 8 — опора (труба)
для резания взрывом труб диаметром 1220 мм с толщиной стенки
24 мм и свай в виде коаксиально расположенных труб, разме-
щенных в затвердевшем растворе, были разработаны Институтом
электросварки им. Е.О. Патона.
Эксперименты, результаты которых представлены в под-
разд. 9.1.3, наглядно демонстрируют возможности метода УВР для
резания взрывом массивных стальных цилиндров, входящих в со-
став крепежного узла силовой опоры глубоководных нефтяных
Платформ [21]. В 1993 г. демонстрация этого метода была успешно
проведена сотрудником РФЯЦ—ВНИИЭФ Ю.В. Батьковым на
441

Рис. 9.17. Основные узлы глубоководной стационарной платформы со
взрывными устройствами для их демонтажа:
а — стальная опора: 1 — центратор; 2 — стальная труба; 3 — ВВ; 4 — взрывной
резак в рабочем положении; б — многослойный проводник: 1 — ВВ; 2 — взрыв-
ной резак; 3 — трубы; в — силовая опора: 1 — стальной стержень; 2 — взрывной
резак
полигоне под Санкт-Петербургом в присутствии представителей
зарубежных фирм. Стальной цилиндр диаметром 430 мм был раз-
резан перпендикулярно его оси с помощью слоя ВВ (гексогена
плотностью 1,46 г/см3 и массой около 6 кг) толщиной 30 мм и
шириной около 100 мм. Взрывные технологии, применяемые для
подводного резания, описаны в работах [4, 16].
Рассмотрим конкретные взрывные устройства ВУ1 и ВУ2,
разработанные в РФЯЦ—ВНИИЭФ для демонтажа глубоководных
платформ.
9.2.1. Взрывное устройство ВУ1
Взрывное устройство ВУ1 представляет собой складываю-
щийся кольцевой УКЗ с герметизированной кумулятивной выем-
кой. Оно предназначено для резания толстостенных стальных труб
большого диаметра изнутри. Именно из таких труб выполняют
опорные сваи глубоководных платформ. Диаметр типичной сваи
равен 1200 мм, а толщина стенки — 25,4 мм.
Конструкция взрывного устройства ВУ1 приведена на
рис. 9.18. Герметизация кумулятивной выемки обеспечивается гер-
442

4 3 2 1
10 И 12 13 14 9.
Рис. 9.18. Схема взрывного устройства ВУ1 для резания свай:
1 — кумулятивный резак; 2 — шарнирное сочленение секций; 3 — замок; 4 —
центрирующее устройство; 5 — место крепления троса; 6 — трос; 7,8 — секции;
9 — стенка трубы; 10 — электродетонатор; 11 — задняя стенка УКЗ; 12 — ВВ;
13 — герметизирующая прокладка; 14 — передняя стенка УКЗ; 15 — облицовка
кумулятивной выемки
метанным соединением задней 11 и передней 14 стенок УКЗ.
Кольцевой УКЗ состоит по меньшей мере из двух секций (поло-
вин) 7 и 8. Шарнирное сочленение 2 секций допускает их склады-
вание. В сложенном состоянии взрывное устройство опускается
внутрь трубы на тросах 6 и свободно проходит места сужения
внутреннего сечения трубы. Тросы прикреплены в местах шар-
нирного сочленения 2 секций 7 и 8 взрывного устройства и в диа-
метрально противоположных местах 5 секций.
443

С помощью тросов осуществляется раскрытие взрывного
устройства в рабочее положение в плоскости, перпендикулярной
оси трубы, в конечном (заданном) месте резания. Секции взрыв-
ного устройства фиксируются в рабочем положении замками 3
автоматически. Кроме тросов, применяемых для установки
взрывного устройства в рабочее положение, для его центрирова-
ния в трубе может быть использовано механическое или элек-
тромеханическое центрирующее устройство 4, контролирующее
расстояние от стенки трубы до наружной поверхности передней
стенки УКЗ 11-образного профиля.
Облицовка 15 кумулятивной выемки УКЗ может быть вы-
полнена из стали или меди. В качестве ВВ 12 может быть исполь-
зован состав ТГ 50/50. Контроль раскрытия взрывного устройства
и установки его в рабочее положение осуществляется с помощью
электромеханических (электромагнитных) датчиков или телекамеры.
В каждой секции взрывного устройства имеется водонепро-
ницаемое гнездо для установки электродетонатора 10.
Взрывное устройство ВУ1 способно разрезать преграды из
стали толщиной до 100 мм. Для типичной сваи (толщина стенки
25,4 мм) необходимое количество ВВ составляет примерно 10 г/см,
при максимальной толщине сваи 63,5 мм — около 50 г/см.
9.2.2. Взрывное устройство ВУ2
Взрывное устройство ВУ2, применяемое для подводного ре-
зания свай с помощью метода УВР [9, 23], изготовляется в мо-
дульном исполнении и состоит из нескольких сегментов, собран-
ных на несущем кольце диаметром, примерно равным внутреннему
диаметру сваи (рис. 9.19). Взрывное устройство ВУ2 в исходном
состоянии заключено в защитный кожух с центратором (диаметр
кожуха меньше внутреннего диаметра демонтируемой трубы).
Схема спускового устройства, которое обеспечивает необходимое
для раскрытия взрывного устройства ВУ2 перемещение сегментов,
показана на рис. 9.20.
В этом варианте конструкции каждый сегмент взрывного ре-
зака является независимым элементом, что позволяет компенсиро-
вать эллиптичность (овальность) трубы. Предлагаемая конструк-
ция взрывного устройства позволяет компенсировать овальность
трубы до 80 мм. Для определения реальной овальности демонти-
444

Рис. 9.19. Взрывное устройство ВУ2 для резания свай
руемой сваи в зоне разрезания может быть разработан макет-
свидетель на той же конструктивной базе, что и основное взрыв-
ное устройство.
Доставка ВУ2 к месту разрезания сваи осуществляется с
помощью спускового устройства на двух тросах. Необходимая
глубина опускания ВУ2 в трубу определяется относительно тор-
ца демонтируемой сваи и зависит от длины первого троса. При
доставке к месту разрезания сваи ВУ2 в сложенном состоянии
размещается между двумя центраторами, благодаря чему не каса-
ется внутренней поверхности сваи. Конструкция ВУ2 позволяет
извлечь (при необходимости) взрывное устройство из сваи без
его повреждения.
Установка ВУ2 в рабочее положение осуществляется с по-
мощью груза-балласта, опускаемого на втором тросе. Груз-балласт
приводит в действие рычаги взрывного резака и прижимает его
сегменты к поверхности сваи. Для ВУ2 требуется меньшее сум-
марное количество ВВ, чем для ВУ1.
Экспериментальная проверка работоспособности взрывных
Устройств ВУ1 и ВУ2 показала их эффективность для резания од-
нослойных цилиндрических свай (опор). При этом эффективность
ВУ2 существенно возрастает с увеличением толщины разрезаемых
труб.
445

Рис. 9.20. Схема спускового устройства:
1 — тросы; 2 — центраторы; 3 — опора; 4 — рычаги перемещения сегментов
ВУ2; 5 — взрывной резак; 6 — устройство для транспортировки взрывного реза-
ка; 7 — груз-балласт
9.3. Взрывные устройства
для резания многослойных трубопроводов
Конструктивно трубопровод состоит из нескольких соосно
установленных стальных труб, зазоры между которыми в анали-
446

зируемом варианте заполнены цементным камнем. Количество
стальных труб может изменяться от 2 до 5. Наружный диаметр
трубопровода составляет около 1200 мм, внутренний — около
200 мм, толщина стенки стальной трубы — около 10 мм, суммар-
ная толщина стенки трубопровода — около 500 мм. Погонная
масса трубопровода определяется главным образом массой це-
ментного раствора и составляет около 2000 кг/м. Резание трубо-
провода должно осуществляться изнутри. При внутреннем диа-
метре трубопровода, приблизительно равном 200 мм, и плотно-
сти заряда ВВ, примерно равной 1600 кг/м3, максимальная
погонная масса заряда ВВ может составлять около 13 кг/м. Реза-
ние трубопровода осуществляется под водой на глубине около
100 м.
Взрывные устройства для резания многослойных трубопро-
водов в зависимости от их действия и возможного характера раз-
рушения трубопровода подразделяются на кумулятивные, бри-
зантные, фугасные и комбинированные.
Разрушение трубопровода предусматривает выполнение
кольцевого сквозного реза его стенки. Оценим с этой точки зрения
возможности перечисленных взрывных устройств.
Кумулятивное взрывное устройство. В качестве такого
устройства может быть использован кумулятивный труборез. Его
основным конструктивным элементом является дискообразный
кумулятивный заряд ВВ, на цилиндрической поверхности которо-
го имеется круговая кумулятивная выемка, облицованная медью.
При детонации ВВ облицовка схлопывается, в результате чего об-
разуется плоская кумулятивная струя в виде радиально расши-
ряющегося кольца. Вследствие радиального расширения кумуля-
тивная струя быстро дробится на отдельные секторы, которые за-
тем рассеиваются и теряют пробивную способность. Обзор
характеристик штатных кумулятивных кольцевых труборезов, ис-
пользуемых для резания труб взрывом, показывает, что с их по-
мощью можно разрезать стальную трубу диаметром около 150 мм,
если толщина ее стенки не превышает 20...25 мм. Например, штат-
ный кумулятивный кольцевой труборез ТРК110 наружным диа-
метром 110 мм пробивает стальную пластину, находящуюся на
См.: Краткий справочник по прострелочно-взрывным работам /
Под. ред. Н.Г. Григоряна. 3-е изд., перераб. и доп. М: Недра, 1990.
447

расстоянии 10 мм от трубореза, на глубину 15... 18 мм. Ясно, что
поставленную задачу разрезания многослойного трубопровода,
имеющего внутренний диаметр около 200 мм и суммарную тол-
щину стенки около 500 мм, с помощью кумулятивного кольцевого
трубореза решить не удастся.
Бризантное взрывное устройство. Его режущее действие
может быть основано на использовании метода УВР. Однако для
резания многослойных конструкций метод УВР также неприменим.
Наличие слоев цементного камня (плотность — 2000 кг/м3, ско-
рость звука в цементном камне — около 2000 м/с) с малой акусти-
ческой жесткостью и цилиндрическая форма трубопровода приво-
дят к быстрому уменьшению давления на фронте ударной волны, в
результате чего образование ударной волны разрежения возможно
лишь во внутренней трубе; дальнейшее распространение трещины
должно прекратиться при встрече с первым же слоем цементного
камня.
Фугасное взрывное устройство. Характер разрушения и
предельные деформации конструкционных сталей, из которых из-
готовлены трубы трубопровода, определяются главным образом
скоростью деформаций.
При внутреннем подрыве заряда ВВ радиальную скорость
расширения трубопровода можно определить по формуле
где Б — скорость детонации; гн — соотношение погонных масс ВВ и
трубопровода. При В = 8000 м/с игн* 0,005 получаем 1)0 « 250 м/с,
следовательно, средняя скорость деформаций при расширении
трубопровода 8 = У0/К = 5 • 102 с"1. Это значение 8 является явно
завышенным главным образом потому, что параметр гн не учиты-
вает присоединенную массу воды, в которую погружен трубопро-
вод. С учетом присоединенной массы воды значение 1)0 будет
меньше (по-видимому, несколько метров в секунду), а ё « 10 с •
При такой скорости деформаций расширение труб происходит в
квазистатическом режиме.
Имеющиеся результаты экспериментальных исследований
позволяют предположить, что характер деформирования и разру-
448

щения трубопровода вследствие фугасного действия взрыва заряда
ВВ будет следующим:
— при скорости деформаций 8 «Юс-1 значение остаточных
окружных деформаций, при которых произойдет разрушение труб,
составит 8 « 0,3 %;
— разрушение трубопровода начнется с появления продоль-
ной трещины на внутренней трубе;
— при 8 ^ 0,3 % произойдет разрушение последующих труб
и образуется сквозная продольная трещина.
Кроме того, предполагается, что полость, где располагается
заряд ВВ, имеет достаточно массивную забивку для предотвраще-
ния утечки продуктов детонации в осевом направлении.
Указанный характер деформирования и разрушения трубо-
провода в окружном направлении обусловлен прежде всего значи-
тельным начальным давлением продуктов детонации, достигаю-
щим примерно 10 ГПа и намного превышающим пределы прочно-
сти конструкционных сталей в статике. Предполагается также, что
при 8 « 0,3 % давление продуктов детонации, подчиняющееся за-
кону рУ" = сопз!, не может заметно снизиться.
Однако разрушение трубопровода в результате возникнове-
ния продольных трещин не отвечает поставленной задаче. Необхо-
димо, чтобы разрушение трубопровода произошло за счет кольце-
вой сквозной трещины.
При расширении трубопровода под действием продуктов де-
тонации стенка трубопровода подвергается изгибу. В первом при-
ближении можно считать, что стенка трубопровода в области за-
бивки жестко защемлена. Соответствующая эпюра изгибающих
моментов МИЗГ9 построенная на «растянутых волокнах» трубопро-
вода, приведена на рис. 9.21. В
результате действия изгибающих
моментов в области забивки на
внутренней поверхности трубо-
провода появляются изгибные
растягивающие напряжения аизг,
Что создает благоприятную си-
туацию для распространения
кольцевой трещины, если она Рис 921 Эпюры ИЗГибающих
возникнет в указанном месте, до моментов и изгибных напряже-
°си инерции стенки трубопрово- ний, действующих в стенке трубы
15 —1483 449
I

ИЁ^Ё
*
к%1
р.
да, где напряжения аизг меня-
ют знак. Кольцевая трещина
может быть создана искусствен-
но с помощью кумулятивного
кольцевого трубореза. В даль-
нейшем кольцевая трещина мо-
жет развиваться самопроизволь-
но за счет уменьшения жестко-
сти стенки трубопровода.
Однако возможна кон-
струкция взрывного устройст-
ва, позволяющая создавать об-
ласти, где растягивающие на-
пряжения могут переходить с
внутренней поверхности тру-
бопровода на наружную, бла-
годаря чему кольцевая трещи-
на сможет распространяться
по всей толщине стенки трубо-
провода. Схема такого взрыв-
ного устройства приведена на
рис. 9.22, а. При разнесении
зарядов ВВ и установке между
ними инертной прокладки
эпюра изгибающих моментов
Мтг\ имеет вначале вид, при-
веденный на рис. 9.22, б, при-
чем в области инертной про-
кладки внутри трубопровода
действуют растягивающие напряжения. С течением времени эпю-
ра Мизг\ трансформируется в эпюру Мизг2, приведенную на
рис. 9.22, в, когда область растяжения трубопровода располагается
снаружи. В этом случае трещина, созданная искусственно на внут-
ренней поверхности трубопровода, может распространяться по всей
толщине стенки трубопровода.
Таким образом, для резания многослойных трубопроводов
целесообразным представляется применение комбинированных
зарядов, позволяющих эффективно использовать фугасное дейст-
вие взрыва заряда ВВ.
Рис. 9.22. Схема взрывного устрой-
ства с инертной прокладкой (а) и
эпюры изгибающих моментов (б, в):
1 — стенка сваи; 2 — трещина, создан-
ная с помощью кумулятивного кольце-
вого трубореза; 3 — забивка; 4 — заря-
ды ВВ; 5 — инертная прокладка
450

Комбинированное взрывное
устройство. По результатам предвари-
тельных численных расчетов и мо-
дельных экспериментов было выбрано
комбинированное взрывное устройст-
во (рис. 9.23) для резания трубопро-
вода, состоящего из трех концентри-
чески расположенных труб внутрен-
ними диаметрами 178, 600 и 1200 мм
и затвердевших слоев цементного
раствора в промежутках между тру-
бами [2, 20].
Комбинированное взрывное
устройство имеет герметичный ме-
таллический корпус 1 с верхней 10 и
нижней 8 крышками. В верхней
крышке 10 находятся гермоввод ка-
беля 12 и резьбовое гнездо для креп-
ления рымболта системы спуска и
подвески устройства. Комбиниро-
ванный заряд ВВ расположен внутри
корпуса и состоит из двух дискооб-
разных кумулятивных зарядов 5, од-
ного фугасного заряда 5 и двух мно-
готочечных детонационных распре-
делителей 4. Электродетонаторы 2
расположены в розетках фигурных
вкладышей 6. Провода 9 электрораз-
Рис. 9.23. Схема комбини-
рованного взрывного уст-
ройства для резания много-
слойного трубопровода:
I — корпус; 2 — электродетона-
тор; 3 — дискообразный куму-
лятивный заряд; 4 — детонаци-
онный распределитель; 5 — фу-
гасный заряд; 6 — вкладыш;
7— демпфирующая прокладка;
8 — нижняя крышка; 9 — про-
вод; 10— верхняя крышка;
II — контактный разъем; 12 —
гермоввод кабеля
водки электродетонаторов выходят к
контактному разъему 11 гермоввода кабеля 12. Между фигурными
вкладышами б и крышками 10 и 8 находятся демпфирующие про-
кладки 7.
Комбинированное взрывное устройство работает следую-
щим образом. При синхронном подрыве электродетонаторов 2 де-
тонационные волны, распространяясь через детонационные рас-
пределители 4 навстречу друг другу, вначале возбуждают детонацию
Дискообразных кумулятивных зарядов 3, а затем с некоторой вре-
менной задержкой — детонацию ВВ фугасного заряда 5.
15*
451

Рис. 9.24. Внешний вид комбинированного взрывного устройства
1190
Рис. 9.25. Схема проведения полномасштабного испытания комбиниро-
ванного взрывного устройства:
/ — песок; 2 — бетон; 3 — комбинированное взрывное устройство; 4 — песчаная
забивка
452

В результате срабатывания дискообразных кумулятивных
зарядов 3 формируются кольцевые кумулятивные струи, под дей-
ствием которых на стенках труб образуются прорези, заканчи-
вающиеся в затвердевшем слое цементного раствора. Последую-
щее действие волн разрежения и продуктов детонации фугасного
заряда 5 приводит к полному разрушению трубопровода.
Существенным требованием, необходимым для эффективно-
го действия взрыва фугасного заряда, является размещение в тру-
бопроводе вблизи обоих торцов комбинированного взрывного уст-
ройства двух массивных стальных заглушек, препятствующих раз-
лету продуктов детонации по оси трубопровода. Длина комбини-
Рис. 9.26. Комбинированное взрывное устройство перед установкой
в трубопровод в полномасштабном опыте
Рис. 9.27. Фрагмент трубопровода после проведения эксперимента
453

рованного взрывного устройства составляет 1190 мм, диаметр —
146 мм, общая масса — около 50 кг, масса ВВ — 16 кг.(рис. 9.24).
Схема проведения полномасштабного испытания комбиниро-
ванного взрывного устройства приведена на рис. 9.25. На рис. 9.26
представлено комбинированное взрывное устройство перед уста-
новкой в трубопровод. Фрагмент трубопровода после проведения
эксперимента показан на рис. 9.27.
9.4. Дробление автомобильных шин взрывом
Утилизация изношенных автомобильных шин и других ре-
зинотехнических изделий уже давно превратилась в международ-
ную экологическую проблему, так как резина представляет собой
химически стойкий неплавкий материал и практически не подда-
ется биоразложению. Организованное размещение изношенных
шин требует отведения значительных территорий под свалки, ко-
торые являются источниками экологически опасных пожаров. За
время существования проблемы резиновых отходов было пред-
ложено множество способов их утилизации. Основными из них
являются: сжигание, пиролиз, девулканизация и механическое из-
мельчение.
При сжигании резины выделяется столько же теплоты,
сколько и при сжигании высококачественного каменного угля.
Однако при этом часть образующихся продуктов сгорания (бензо-
пирен, диоксид серы и др.) представляют большую опасность. Их
очистка и поглощение требуют больших расходов. Кроме того,
при сжигании резины разрушается высокомолекулярное вещество —
каучук, — имеющее большую потенциальную ценность.
Пиролиз предполагает высокотемпературное разрушение ре-
зины с превращением ее в набор газообразных, жидких и твердых
продуктов, часть из которых, несомненно, может быть использо-
вана в различных отраслях химической промышленности. Однако
стоимость реализации известных пиролизных технологий утили-
зации резины оказалась чрезмерно большой.
Девулканизация, т. е. разрушение поперечных серных связей
с высвобождением линейных макромолекул каучуков (регенерата),
с научной точки зрения представляется наиболее обоснованной
технологией утилизации резины. До начала 1970-х годов произ-
454

водство регенерата было основным методом утилизации резино-
вых отходов. Однако снижение цен на синтетические и натураль-
ные каучуки и повышение требований к качеству резиновых изде-
лий привело к резкому уменьшению объемов производства реге-
нерата.
Механическое измельчение резины в порошки и гранулы по-
зволяет придать резиновым отходам новые технологические каче-
ства при максимальном сохранении уникальных физико-химичес-
ких и механических свойств резины. Измельченную резину можно
использовать в дорожном строительстве, для изготовления спор-
тивных покрытий и износостойких полов, для модификации ас-
фальтовых покрытий и кровельных материалов. Расширение об-
ластей применения измельченной резины связано с улучшением
качества вторичных мелкодисперсных порошков и их использова-
нием в производстве новых шин и других резинотехнических из-
делий.
Механическое измельчение автомобильных шин представля-
ет собой непростую технологическую задачу. Достаточно вспомнить,
что автомобильная шина является весьма прочным изделием по
отношению к действию разнообразных механических нагрузок
большой интенсивности. Конструктивно (рис. 9.28) она представ-
Рис. 9.28. Типовая конструкция и составные части автомобильной шины:
I — крыло; 2 — боковина; 3 — подушечный слой; 4 — протектор; 5 — каркас;
б — беговая часть; 7 — боковая часть; 8 — бортовая часть
455

ляет собой незамкнутую тороидальную оболочку из композицион-
ного материала, состоящего из собственно резины (наполнитель) и
металлического или текстильного корда, и бортового троса (сило-
вые элементы). Как правило, при механическом измельчении ши-
ну предварительно разрезают на цилиндрическую протекторную и
боковые части. Необходимо отметить, что обычные механические
технологии резания, дробления и измельчения шин с помощью
валковых, молотковых, дисковых, роторно-ножевых и других из-
мельчителей весьма энергозатратны, а измельчение металлокорд-
ных шин требует частой заточки или смены режущего инструмента.
Рациональные технологии измельчения резины для умень-
шения работы, затрачиваемой на ее разрушение, требуют актива-
ции процесса разрушения. Известны такие способы активации
процесса разрушения резины, как охлаждение резины до низких
температур, высокоскоростное деформирование сдвигом при по-
вышенной температуре, нагрев токами высокой частоты и сверх-
высокочастотным электромагнитным излучением, озонирование
разрушаемой резины и др.
В условиях низких температур (около -100 °С) и высоких
скоростей деформаций резина теряет эластичность и возможно ее
хрупкое разрушение со значительно меньшими затратами энергии.
Механическое измельчение охлажденных до хрупкого состояния
шин позволяет эффективно отделять металлокорд от резины, что
является большим преимуществом этого способа перед другими
технологиями. Однако использование для охлаждения резины
жидкого азота приводит к большим энергозатратам и в конечном
счете оказывается экономически невыгодным. Удельный расход
жидкого азота составляет около 0,6 кг на 1 кг сырья. Затраты на
охлаждение шин удается снизить до приемлемого уровня путем
использования холодильных установок большого объема, в кото-
рых с помощью холодильно-компрессорного оборудования воз-
дух, используемый для охлаждения шин, охлаждается до темпера-
туры -80...-ПО °С [9].
Высокие скорости деформаций при деформировании авто-
мобильных шин удается обеспечить в случае нагружения их взры-
вом. При этом степень разрушения шин зависит от их состояния и
схемы нагружения.
Наиболее простая схема нагружения реализуется при дето-
нации удлиненного кольцевого заряда ВВ, располагаемого в по-
456

лости шины (рис. 9.29, а). На бо-
ковых и бортовой частях шины
вместе с тросом большие ради-
альные деформации не возника-
ют, поэтому при радиальном рас-
ширении этжчасти отрываются от
цилиндрической части шины, ко-
торая разделяется на несколько
крупных частей, когда радиаль-
ные деформации достигают пре-
дельного значения. Разделение
шин грузовых автомобилей на-
ружным диаметром около 1 м на
5—10 частей происходит при
взрыве удлиненного кольцевого
заряда порошкообразного состава
ТГ 50/50 массой 0,50...0,75 кг.
При прочих равных условиях для
разрушения металлокордных шин
требуется заряд ВВ несколько
большей массы.
Если, используя тонкую по-
лиэтиленовую пленку, полость ши-
ны заполнить водой (рис. 9.29, б),
то ее разрушение при детонации
удлиненного кольцевого заряда,
расположенного в полости шины,
происходит при меньшей массе
заряда ВВ. Так, для разделения
металлокордной шины наружным
диаметром 0,6 м на три части по-
требовался удлиненный кольце-
вой заряд ВВ массой 0,13 кг. При
центральном расположении ком-
пактного заряда ВВ (рис. 9.29, в)
массой 0,21 кг такая же запол-
ненная водой шина разделяется
на пять частей. Кроме того, раз-
рушаются и боковые части шины.
Рис. 9.29. Схемы нагружения
взрывом автомобильных шин:
а — нагружение взрывом удлинен-
ного кольцевого заряда ВВ воздухо-
наполненной шины; б — нагруже-
ние взрывом удлиненного кольцево-
го заряда ВВ водонаполненной
шины; в — нагружение взрывом
компактного заряда ВВ водонапол-
ненной шины; г — резание взрывом
водонаполненной шины; 1 — шина;
2 — заряд ВВ; 3 — вода; 4 — пло-
ские ножи; 5 — цилиндрическая
обечайка
457

В случае ограничения радиальных деформаций с помощью
ножей с клиновидными режущими кромками, расположенных па-
раллельно цилиндрической поверхности водонаполненной шины,
происходит перерезание цилиндрической части шины при взрыве
находящегося в центре заряда ВВ массой 0,105 кг. При этом боко-
вые части шины отрываются и остаются практически неразрушен-
ными. Ножи привариваются к внутренней поверхности цилиндри-
ческой обечайки подходящего диаметра (рис. 9.29, г).
Рассмотренные простые способы разрушения взрывом авто-
мобильных шин особенно актуальны для начальной стадии пере-
работки крупногабаритных шин большегрузных автомобилей.
Шины карьерных самосвалов имеют наружный диаметр 3,0...3,6 м,
а их масса изменяется в пределах 2000...3500 кг. Такие шины из-
готовляются из резины на основе натурального каучука и армиру-
ются текстильным кордом. Однако переработка этих шин затруд-
нена из-за отсутствия технологического оборудования для их раз-
резания. По оценкам НИИ шинной промышленности, ежегодно на
свалках горнорудных бассейнов накапливается около 50 тыс. т из-
ношенных крупногабаритных шин. Общие запасы этого вида сы-
рья составляют 1 млн т.
Поскольку места накопления шин, как правило, весьма отда-
лены от перерабатывающих производств, то целесообразна перво-
начальная переработка на месте
изношенных крупногабаритных
шин с целью их разделения на
фрагменты массой около 50 кг,
что позволит организовать вывоз
и дальнейшую переработку сырья.
Технология разрушения
крупногабаритной шины с помо-
щью энергии взрыва удлиненного
кольцевого заряда ВВ, распола-
гаемого в ее полости, опробована
ГосНИИ «Кристалл» (рис. 9.30)
[13]. Шины устанавливались на
шести стальных подставках вы-
сотой 500 мм и толщиной 20 мм.
Нагружение шин осуществлялось
удлиненными кольцевыми заря-
Рис. 9.30. Схема разрушения взры-
вом крупногабаритной шины:
1 — шина; 2 — удлиненный кольце-
вой заряд ВВ; 3 — детонатор; 4 —
детонационная разводка из детони-
рующего шнура; 5 — деревянная
подставка; 6 — режущая стальная
подставка; 7 — дополнительный
детонатор

дами ВВ, помещенными в полиэтиленовые рукава диаметрами 60,
70 и 80 мм. В качестве ВВ использовался порошкообразный аммо-
нал 80/20 плотностью 1,1... 1,2 г/см3, скорость детонации состав-
ляла 4000...4500 м/с. Подрывы проводились на открытой площад-
ке с видеорегистрацией процесса разлета фрагментов шин и фик-
сацией мест их падения. Оценить скорость разлета Цш фрагментов
шин можно, исходя из предположения, что вся энергия взрыва за-
ряда ВВ тВвб (^вв — масса заряда ВВ; <2 — теплота взрыва) рас-
ходуется на сообщение разлетающимся фрагментам кинетической
энергии тш1/1/2 (тш — масса шины). Тогда Vш = ^б/^ш. При
тш = 3500 кг, твв = 57 кг и <2 = 4 МДж получаем С/ш = 36 м/с. Об-
разующиеся при разрушении шин фрагменты можно подразделить
на три группы: массивные фрагменты цилиндрической протектор-
ной части; фрагменты боковых частей; бортовые кольца с борто-
выми тросами. При взрыве заряда ВВ массой до 34 кг разделения
шины на отдельные фрагменты не происходило; при взрыве заряда
ВВ массой 45 кг шина разрушалась на крупные фрагменты длиной
более 3 м, требующие дополнительного дробления накладными
зарядами ВВ. В случае увеличения массы заряда ВВ до 57 кг эф-
фективность дробления повышалась, но в то же время увеличива-
лась дальность разлета (до 150 м) образующихся фрагментов, что
создавало дополнительные трудности при их сборе и вывозе с пло-
щадки.
Альтернативным вариантом дроблению шин взрывом явля-
ется их высокоскоростное резание на специальном взрывном стен-
де, разработанном во ВНИИЭФ (рис. 9.31). Разрезание крупнога-
баритной шины на части производится в течение одного срабаты-
вания стенда. Это достигается за счет специально подобранных
формы и материала ножей резака, а также достаточно высокой его
скорости. Источником энергии для разгона резака является взрыв
заряда промышленного ВВ типа аммонита, широко используемого
при выполнении взрывных работ в горнорудной промышленности.
Отличительной особенностью взрывного стенда является локали-
зация продуктов детонации в неразрушаемой камере и отсутствие
разлета образующихся фрагментов шин.
Режущие ножи расположены на подвижной платформе ради-
ально и по окружности, общая длина режущих кромок — около 35 м,
масса резака — 1 т, начальная скорость — 50 м/с. Для разгона ре-
459

Рис. 9.31. Схема взрывного стенда для резания крупногабаритных шин:
/ — разрезаемые шины; 2 — ножи; 3 — несущая балка; 4 — взрывной генератор
давления; 5 — выгрузной конвейер
зака до такой скорости требуется 0,5 кг ВВ. За одно срабатывание
разрезаются две шины на 60—70 частей каждая. Внешних источ-
ников энергии непосредственно для резания шин не требуется. Га-
бариты стенда — 4 х 4 х 5 м3, масса — около 18 т. Стенд обслужи-
вают два человека.
Достоинством взрывного стенда является его мобильность,
основные узлы — разгонные камеры на раме с опорной плитой и
режущий модуль — транспортируются на автомобильных трейле-
рах. На месте производства работ необходимы строительство желе-
зобетонных (монолитных или блочных) опорных стен в грунте и
установка типового подъемно-транспортного оборудования для
транспортировки шин, сбора и подъема переработанного материала.
Безопасность работы взрывного стенда обеспечивается не-
посредственно его конструкцией, регламентом операций, мини-
мальным количеством ВВ, применением исполнительного меха-
низма с несколькими ступенями предохранения. В качестве ВВ
используется патронированный аммонит.
Рассмотренные выше технологии дробления изношенных
автомобильных шин взрывом, по существу, позволяют получать
полуфабрикат — относительно крупные фрагменты шин, содер-
жащие корд. Их дальнейшее измельчение осуществляется с помо-
щью различных механических дробилок и мельниц.
Задача получения из шин взрывным способом мелкодис-
персных резиновых порошков и гранул с отделением металличе-
460

ского или текстильного корда была решена в МГТУ им. Н.Э. Ба-
умана [12, 22]. Разработанная взрывная технология представляет
собой замкнутый цикл — от разделения шин на фрагменты до по-
лучения из них мелкодисперсных порошков. В начале этого цикла
каждую шину разрезают на цилиндрическую протекторную и бо-
ковые части. Затем цилиндрические протекторные части шин сво-
рачивают в плотные рулоны. В одном рулоне таких частей шин
может быть несколько. Эта операция называется компактировани-
ем и выполняется на специальном станке. По оси каждого рулона
оставляют отверстие диаметром около 100... 150 мм. Далее руло-
ны, соосно размещая их друг на друге, собирают в достаточно
плотный пакет. Масса такого паке-
та может достигать 500 кг. Борто-
вые части шин также собирают в
относительно плотные пакеты мас-
сой до 300 кг. Удлиненные заряды
промышленных ВВ размещают в
центральных отверстиях этих па-
кетов. Перед взрывом скрепленные
пакеты охлаждаются в холодиль-
ных камерах большого объема до
температуры -80.. .-100 °С, после
чего они перемещаются в специ-
альную взрывную камеру, в кото-
рой и происходит их разрушение.
Схема разрушения пакета взрывом
приведена на рис. 9.32 [22].
Удовлетворительное дробле-
ние охлажденной резины достига-
ется при соотношении масс заряда
ВВ (тВв) и резины (тш), равном
тъъ1тш «0>05. Общая масса из-
мельченных продуктов, образую-
щихся в специальной взрывной
камере, составляет 100% от на-
чальной общей массы: резиновый
Порошок и гранулы — в среднем
До 71 %; суммарная масса измель-
ченного металлокорда (иглы +
Рис. 9.32. Схема дробления
взрывом охлажденного пакета,
сформированного из цилинд-
рических протекторных частей
автомобильных шин:
/ — удлиненный заряд промыш-
ленного ВВ; 2 — взрывная каме-
ра; 3 — пакет из протекторных
частей шин; 4 — установочная
решетка; 5 — выгрузной люк; 6 —
вентиляционный канал; 7 — за-
грузочный люк; 8 — подъемно-
транспортное устройство
461

Рис. 9.33. Схема установки
для детонационно-газового
дробления охлажденных шин:
1 — рабочая камера; 2 — охлаж-
денная автомобильная шина; 3 —
система наполнения взрывчатой
газовой смесью; 4 — блок поджи-
гания газовой смеси; 5 — детона-
ционная труба
+ проволока) или текстильного
корда (нити + пух) — около 29 %. С
помощью магнитной и текстильной
сепарации удается практически
полностью отделить металлокорд и
остатки текстильного корда от раз-
дробленной резины, что позволяет
на заключительной стадии перера-
батывать полученный порошок в
высокопроизводительных вихревых
или роторных мельницах.
Фракционный состав резино-
вого порошка, полученного после
дробления взрывом, таков: 40 % от
всей массы резинового порошка
составляют фракции размером до
1 мм; 30 % — размером 1...3 мм;
30 % — размером 3.. .6 мм.
Описанная взрывная техноло-
гия реализована в опытном мало-
тоннажном производстве и исполь-
зуется для проектирования завода
по утилизации изношенных автомобильных шин с объемом утили-
зации 40 000 т/год [12].
В работе [3] описано использование газовой детонации для
дробления взрывом охлажденных до -100 °С автомобильных шин.
Схема соответствующей установки, созданной в Институте высо-
ких температур РАН, приведена на рис. 9.33. После наполнения
рабочей камеры взрывчатой газовой смесью происходит ее ини-
циирование. Детонационная волна проникает в полость шины и
разделяет ее на фрагменты размером менее 5 мм. При этом обеспе-
чивается отделение не менее 80 % резины от корда.
Список литературы
1. Ас. 945729 СССР, МКИ О 01 N 3/00, О 01 N 3/30. Взрывной способ
создания начальной трещины в образце / А.С. Еременко, С.А. Нови-
ков, В.А. Петров // Открытия. Изобретения. 1982. № 27.
462

2. А. с. 1808991 СССР, МКИ Е 21 В 29/00. Устройство для резки труб /
Е.И. Жаринов, В.Н. Бузин, А.И. Попов, И.Д. Куделькин, В.А. Васю-
ков, Б.Е. Гриневич // Изобретения. 1993. № 14.
3. Баженова Т.В., Голуб В.В. Использование газовой детонации в управ-
ляемом частотном режиме // ФГВ. 2003. № 4.
4. Батьков Ю.В., Новиков С.А., Ковалев Н.П. Взрывная резка стальных
конструкций // Новые промышленные технологии. 1996. Вып. 3—4
(269—270).
5. Борисов Ал. А.,*Борисов Ан. А., Кутаталадзе С.С., Накоряков В.Е.
Экспериментальное обнаружение ударной волны разрежения вблизи
критической точки «жидкость — пар» // Докл. АН СССР. 1980.
Т. 2523, №3.
6. Диплом на открытие № 321. Явление образования ударных волн раз-
режения /Ал. А. Борисов, Ан. А. Борисов, Я.Б. Зельдович, А.Г. Ива-
нов, С.С. Кутаталадзе, В.Е. Накоряков, С.А. Новиков // Открытия.
Изобретения. 1987. № 29.
7. Зельдович Я.Б., Райзер ЮЛ. Физика ударных волн и высокотемпера-
турных гидродинамических явлений. М.: Наука, 1966.
8. Зельдович Я.Б. Теория ударных волн и введение в газодинамику. М;
Л.:Изд-воАНСССР, 1946.
9. Зубков В.М., Штейнберг ЮМ. Переработка изношенных шин // Эко-
логия и промышленность России. 2000. № 2.
10. Иванов А.Г., Новиков С.А. Об ударных волнах разрежения в железе и
стали // ЖЭТФ. 1961. Т. 40, вып. 6.
11. Иванов А.Г., Новиков С.А., Тарасов Ю.И. Ударные волны разрежения
в железе и стали при взрывном нагружении // Физика твердого тела.
1962. Т. 4, вып. 1.
12. Интернет-сайт Ьпр:/Лу\у\у.поуо1:еЬ.сот/
13. Колганов Е.В., Кулакевич Я.С., Одинцов В.А. и др. Разрушение сверх-
крупногабаритных автомобильных шин взрывными методами // Обо-
ронная техника. 1994. № 3.
14. Коротеев А.Я., Волгин Л.А., Еременко В.И. Особенности подводной
резки взрывом трубчатых оснований морских стационарных плат-
форм // Труды Международной конференции по высокоскоростному
нагружению. Любляна, Югославия, 18—22 сентября 1989 г.
15. Кудинов В.М., Коротеев А.Я., Волгин Л.А. и др. Опыт применения
подводной резки взрывом при демонтаже трубчатых оснований мор-
ских стационарных платформ // Автоматическая сварка. 1987. № 6.
16. Новиков С.А., Абакумов А.И., Батьков Ю.В. и др. Взрывная техноло-
гия демонтажа глубоководных нефтяных платформ // Вопросы атом-
ной науки и техники. Сер. Теоретическая и прикладная физика. 1996.
Вып. 1—2.
17. Новиков С.А., Батьков Ю.В., Синицына Л.М. Гладкие отколы в желе-
зе и их практическое применение // Труды Международной конфе-
463

ренции «Ударные волны в конденсированных средах». С.-Петербург,
18—22 июля 1994 г.
18. Новиков С.А. Взрывные технологии и конверсия // Вопросы атомной
науки и техники. Сер. Физика ядерных реакторов. 1994. Вып. 2.
19. Новиков С.А., Погорелое А.П., Синицына Л.М. Образование гладких
отколов в стали при взаимодействии скользящих детонационных
волн//ФГВ. 1994. №4.
20. Пат. 2093660 РФ, МКИ Е 21 В 29/02. Труборез / В.К. Чернышев,
Е.И. Жаринов, В.Н. Бузин, И.Д. Куделькин, С.Д. Зимаков, А.И. По-
пов, Н.П. Бидыло // Изобретения. 1997. № 3.
21. Пат. 2105946 РФ, МКИ Р 42 В 1/00. Способ резки конструкций и
генератор взрывной волны / Ю.В. Батьков, С.А. Новиков, Л.М. Си-
ницына // Изобретения. 1998. № 6.
22. Патенты России: пат. 2057014 РФ от 15.02.94. Способ разрушения
покрышек и устройство для его осуществления; пат. 2087198 РФ от
15.02.94. Бронекамера; пат. 2093268 РФ от 15.02.94. Бронекамера;
пат. 2106963 РФ от 14.05.96. Способ компактирования изношенных
покрышек (варианты); пат. 2184035 РФ от 31.08.2000. Способ из-
мельчения покрышек, устройство и компактный пакет для его осу-
ществления.
23. Свидетельство на полезную модель № 71995. Устройство для внут-
ренней взрывной резки / Ю.В. Батьков, С.А. Новиков, Л.М. Синицы-
на и др. // Изобретения. 1998. № 7.
24. Вапсго/т., РеГегзоп Е., МтзИаН 8. III Арр1. РЬуз. 1956. V. 27.
25. ИоуОюу 8.А. Ргасйс аррИсайоп оГ гагегасгюп зЬоск-шауе егТес! рге-
ИсХед. Ьу Уа. В. ХеГсктсЬ. СотЪшйоп. Ое1опа1юп // 8Ьоск-\\^ауе§ 1п-
1егпа1юпа1 СопГегепсе оп СотЪшгюп. Мозсоху, 12—17 8ер1., 1994 г.
У. 2.

Глава 10
Взрывные установки многоразового действия
10.1. Основные принципы работы
взрывных генераторов давления
Взрывные установки многоразового действия с локализаци-
ей продуктов детонации применяются для промышленной реали-
зации новых неконтактных взрывных технологий, основанных на
использовании ВВ в качестве энергоносителя, подобно горючему в
двигателе внутреннего сгорания. Эти установки, образно называе-
мые «двигателями внутреннего взрывания», уже нашли широкое
применение в технике и, безусловно, имеют большое будущее.
Основным конструктивным элементом установок такого типа яв-
ляются взрывные генераторы давления (ВГД), состоящие из
взрывной камеры, в которой осуществляются подрыв заряда ВВ и
расширение образовавшихся продуктов детонации до нужной сте-
пени, и узла сопряжения, через который продукты детонации или
воздействуют на нагружаемый объект, или истекают в рабочий
объем, где их энергия преобразуется в полезную работу.
Основным условием применения бризантных ВВ в качестве
энергоносителя в установках, преобразующих энергию взрыва заряда
ВВ в энергию движения выполняющего работу инструмента, являет-
ся возможность преобразования мощного взрывного импульса давле-
ния, возникающего при контактном воздействии продуктов детона-
ции ВВ, в импульс давления большой длительности с одновремен-
ным уменьшением максимального давления до значения, при
котором обеспечивается прочность рабочего органа установки. Такое
преобразование называют растяжкой импульса давления.
Существуют несколько способов растяжки импульса давле-
ния. Известный способ растяжки импульса давления во времени с
465

Рис. 10.1. Принципиальная
схема взрывного устройства
для формирования импульса
давления с заданными пара-
метрами:
1 — заряд ВВ; 2 — ударник; 3 —
демпфер; 4 — объект испытаний
помощью металлических крешеров
(специальных формирователей на-
грузки), применяемый при обычных
копровых испытаниях, может быть
успешно применен и при использова-
нии энергии взрыва заряда ВВ. Прин-
ципиальная схема взрывного устрой-
ства, в состав которого входит кре-
шер, представлена на рис. 10.1. Для
формирования импульса давления
трапецеидальной формы динамиче-
ская диаграмма сжатия демпфера
должна соответствовать идеальному
упругопластичному материалу. В
случае реальных материалов близкие по форме диаграммы динами-
ческого сжатия наблюдаются у некоторых пористых материалов и у
металлов, из которых изготовляют трубчатые крешеры. Полученные
в динамических экспериментах диаграммы сжатия таких материалов
в зависимости от начальных параметров (плотность — для пенополи-
стирола, геометрические размеры — для крешеров) приведены в ра-
ботах [1—3].
Характерный вид зависимости деформации 8 от напряже-
ния а при сжатии пенополистирола показан на рис. 10.2. Анало-
гичный вид зависимости а(е) для
пенополистирола сохраняется и
при динамическом сжатии. За
предел прочности пенополисти-
рола принимается ордината точ-
ки 7, соответствующая началу
пластического течения. При
дальнейшем сжатии диаграмма
а — 8 имеет участок 1—2 незна-
чительного возрастания напря-
жения сжатия (для плотности
100...400 кг/м3 возрастание на-
пряжения сжатия практически
отсутствует). Точка 2 соответст-
вует началу резкого возрастания
напряжения сжатия. Деформация
466
Рис. 10.2. Характерный вид кри-
вой деформирования пенополи-
стирола:
1 — предел прочности материала
демпфера; 2 — точка резкого воз-
растания напряжения сжатия

82 характеризует предельное сжатие пенополистирола при посто-
янном напряжении.
Экспериментально показано [2], что изменения предела
прочности а] и предельной деформации е2 в зависимости от на-
чальной плотности р0 пенополистирола хорошо описываются ана-
литическими степенными зависимостями
СТ1 = *1Р0Ш 5
-3,8 1(Г3р0
ь2 — с ,
где кх = 125 Па; Ъх = 1,97; р0= 100...700 кг/м3.
Максимальная энергия Етах, поглощаемая слоем демпфера
единичной площади при постоянном значении напряжения, рав-
ном значению предела прочности аь может быть определена сле-
дующим образом:
Е _аР -кпь'р-3* 10"3р0
Широкому использованию пенополистирола в качестве
демпфера препятствует лишь недостаточная стабильность прочно-
стных характеристик промышленного материала, влияющая на
воспроизводимость результатов испытаний, и сравнительно низкая
его прочность, ограничивающая уровень создаваемых нагрузок.
Поэтому наиболее перспективными являются перфорированные
крешеры из пластичных металлов, представляющие собой диски
со сквозными цилиндрическими отверстиями, которые позволяют
получать трапецеидальные импульсы давления.
Площадь поперечного сечения перфорированного крешера
Якреш (площадь сопротивления удару) определяется из выражения
^креш * ^ ^отв^отв ~ ^
1_0,9075|^
где 5 — площадь поперечного сечения крешера без учета отверстий;
5отв — площадь поперечного сечения отверстия диаметром с1ОТВ;
Иотв— количество отверстий (лотв = 8/(28д), где 5Д = /2л/3/4 —
площадь равностороннего треугольника со стороной /). По извест-
ным площади сопротивления удару и пределу прочности (71 мате-
риала крешера определяют усилие Рдеш передаваемое образцу или
467

объекту испытания через крешер. Критерием устойчивости креше-
ра при динамическом осевом сжатии служит соотношение
Н/с1 < 1, где Н и д— соответственно высота и диаметр крешера.
Нагружающий импульс, близкий по форме к трапецеидаль-
ному, формируется, если демпфер сжимается в пределах области
постоянного давления, т. е. усилие сжатия демпфера .Рдем также
постоянно и его можно определить как
^дем=Л/^о.и>
где N — перегрузка объекта испытаний; § — ускорение свободно-
го падения; том — масса объекта испытаний.
Закон сохранения энергии в этом случае будет иметь вид
(массой демпфера пренебрегаем)
= Рт."ж* + Г > (10Л)
2туд
где / — полный импульс, сообщаемый взрывом ударнику массой
туа; /гдем — уменьшение высоты демпфера; 1/ом — скорость объекта
испытаний после нагружения импульсом длительностью 1Н, т. е.
С/0.„ = ^н. (Ю.2)
С учетом (10.2) можно записать
I = (%д + том)Ы§1н.
Подставляя последнее выражение в (10.1), находим
Л— =
_ «
дем
А V '"УД У
тх,
(Ю.З)
Следовательно, задаваясь значениями туд, И, гн, можно определить
значения / и кдем.
Для определения необходимой массы заряда ВВ тВв можно
воспользоваться известным соотношением
/=0,29тввД
где В — скорость детонации.
Наиболее важным вопросом является увеличение длитель-
ности нагружающего импульса, так как значение перегрузки объ-
468

Рис. 10.3. Схема ударного стенда
с зарядом ВВ, размещенным в
разгонном отсеке:
1 — ствол; 2 — торцовый демпфер;
3 — заряд ВВ; 4 — поршень-ударник;
5 — нагружающий демпфер; 6 —
объект испытаний
екта испытании определяется
динамической прочностью демп-
фера и ее обеспечение не явля-
ется проблемой.
Как следует из выражения
(10.3), для увеличения длитель-
ности нагружающего импульса
необходимо либо увеличивать
массу ударника, либо приме-
нять более длинные демпферы,
исключая при этом возмож-
ность потери их продольной
устойчивости. В обоих случаях
это приводит к увеличению массы разгоняемой системы и соот-
ветственно необходимой массы заряда ВВ, что не всегда допус-
тимо, особенно при проведении испытаний в лабораторных усло-
виях, когда требуется локализация продуктов детонации с помощью
специальных взрывных камер, предназначенных для выполнения
взрывных работ. Этих трудностей удается избежать в случае уста-
новки всей системы (взрывного устройства и объекта испытаний)
в стволе с одним закрытым торцом (рис. 10.3), как это реализовано
в ударном стенде взрывного типа, описанном в работе [6]. При
подрыве заряда ВВ начальный пик давления «срезается» демпфе-
ром, а разгон движущейся системы осуществляется в основном
благодаря действию на поршень-ударник остаточного давления
продуктов детонации. В результате этого аналогичные режимы
нагружения объекта испытаний обеспечиваются при массе заряда
ВВ, примерно на порядок меньшей массы заряда ВВ, используемого
во взрывном устройстве, схема которого приведена на рис. 10.1, и
при почти в 2 раза меньшей степени деформирования демпфера.
Использование ВГД для создания импульсов остаточного
Давления продуктов детонации позволяет сравнительно просто
проводить испытания конструкций на воздействие импульсов как
с постоянной, так и с уменьшающейся во времени нагрузкой.
Ударный стенд (рис. 10.4), работающий на таком принципе созда-
ния нагрузки, действующей на объект испытаний, состоит из
взрывной камеры 7, глушителя ударных волн, выполненного в ви-
де заглушки 2 с дроссельными отверстиями, разгонного отсека 3,
Устройства для сброса давления 4 и устройства торможения 5. При
469

подрыве во взрывной камере за-
ряда ВВ после затухания силь-
ных ударных волн устанавлива-
ется остаточное давление про-
дуктов детонации, значение
которого пропорционально плот-
ности заряжания взрывной каме-
ры р, которая определяется как
отношение массы заряда ВВ
гп&в к объему взрывной камеры
Кам- За счет дросселирования
продуктов детонации через за-
глушку 2 удается исключить воздействие на объект испытаний
пиковых нагрузок и сформировать требуемый фронт нарастания
нагрузки до максимума. По мере разгона объекта испытаний на-
грузка уменьшается, после прохождения им отсека сброса давле-
ния нагружение заканчивается, начинается торможение объекта
испытаний, например, с помощью демпфера 6. Как правило, за-
данное значение перегрузки объекта испытаний при торможении
примерно на порядок меньше максимального значения его пере-
грузки при нагружении.
В этом случае параметры нагружающего импульса можно
определять так же, как в рассмотренном в работе [11] случае мгно-
венного сгорания пороха и последующего адиабатического рас-
ширения пороховых газов. При этом уменьшение давления на на-
гружаемом торце объекта испытаний будет определяться в основ-
ном степенью расширения продуктов детонации
/ '
кам
где /кам — приведенная длина взрывной камеры, равная отноше-
нию объема камеры к площади поперечного сечения разгонного
отсека; / — перемещение объекта испытаний.
Зависимость текущего значения нагружающего усилия Р от
степени расширения продуктов детонации С будет иметь вид
Р(С) = ^, (10.4)
Рис. 10.4. Схема ударного стенда
со взрывной камерой и глушите-
лем ударных волн:
/ — взрывная камера; 2 — заглушка;
3 — разгонный отсек; 4 — устройст-
во для сброса давления; 5 — устрой-
ство торможения; 6 — демпфер
470

где Ртах — максимальное нагружающее усилие; % — показатель
адиабаты расширения продуктов детонации, который для взрывчато-
го состава на основе ТЭНа составляет около 1,17, а для ТГ 50/50 —
около 1,2 [4].
Путем интегрирования зависимости (10.4) находится анали-
тическое выражение для скорости объекта испытаний на выходе из
разгонного отсека:
где Стах — максимальная степень расширения продуктов детона-
ции на стенде.
Длительность нагружающего импульса /н во внутренней бал-
листике определяется с помощью численных методов, что не совсем
удобно при проектировании ударных стендов. В работе [9] приве-
дена методика оценки параметров нагружающего импульса, которая
базируется на результатах экспериментального определения зави-
симостей нагружающего усилия Р от времени /. Экспериментальные
данные аппроксимируются аналитическими зависимостями, интег-
рирование которых дает искомые выражения для определения ско-
рости объекта испытаний на выходе из разгонного отсека и дли-
тельности нагружающего импульса.
В опытах, проводимых на ударном стенде со взрывной ка-
мерой и глушителем ударных волн, варьировались плотность за-
ряжания взрывной камеры, масса объекта испытаний, длина раз-
гонного отсека /ра3г, степень дросселирования продуктов детона-
ции Ядр через глушитель ударных волн, определяемая как
отношение суммарной площади поперечного сечения отверстий в
глушителе ударных волн к площади поперечного сечения раз-
гонного отсека. Анализ результатов опытов показал, что макси-
мальное давление ртах, действующее на торец объекта испытаний,
зависит в основном от плотности заряжания взрывной камеры и
степени дросселирования продуктов детонации. Для диапазона
значений плотности заряжания взрывной камеры р « 10... 100 кг/м3
значение ртах можно рассчитать по формуле /?тах = фф, где ф1 —
коэффициент пропорциональности, определяемый эксперимен-
471

ф-КГ.Н-м/кг
1,0Н
0,8 К
аб
0,020 0,035 0,050 5
др
Рис. 10.5. Экспериментальная за-
висимость коэффициента ф1 от
степени дросселирования продук-
тов детонации 5дР
тально. Пиковые нагрузки, дей-
ствующие на объект испытаний,
исчезают при 8др ^ 0,08. При
выполнении этого условия экс-
периментальная зависимость ко-
эффициента ф! от степени дрос-
селирования продуктов детона-
ции имеет вид, представленный
на рис. 10.5.
Однако при необходимо-
сти получения больших значе-
ний перегрузки (несколько ты-
сяч единиц) и скорости объекта испытаний столь малая допусти-
мая степень дросселирования продуктов детонации не обеспечива-
ет требуемого притока продуктов детонации в разгонный отсек и
нагружение происходит с резким уменьшением и колебаниями
значений нагрузки. Для реализации более интенсивных режимов
нагружения объекта испытаний необходимо увеличить степень
дросселирования продуктов детонации по крайней мере в 2 раза. В
связи с этим была осуществлена экспериментальная отработка кон-
струкции глушителя ударных волн с заглушками, имеющими сте-
пень дросселирования продуктов детонации 0,14...0,40, перед кото-
рыми устанавливался набор тонких стальных дисков, выполняющих
роль раскрываемых диафрагм.
При подрыве заряда ВВ диафрагмы в местах дроссельных
отверстий разрываются с образованием лепестков, которые отги-
баются внутрь отверстий. Количество диафрагм выбирается из ус-
ловия, чтобы время их раскрытия было больше времени затухания
сильных ударных волн во взрывной камере. Для исключения раз-
рушения диафрагм с образованием осколков толщина каждой
диафрагмы должна быть не более 1 мм (диаметр дроссельных от-
верстий — 18 мм), а против центра каждого дроссельного отвер-
стия в диафрагмах должны быть сделаны радиальные надрезы-
концентраторы.
Экспериментальные зависимости суммарной толщины диа-
фрагм 8, необходимой для исключения воздействия на объект
испытаний пиковых нагрузок, от плотности заряжания взрывной
камеры и степени дросселирования продуктов детонации приве-
дены на рис. 10.6. При увеличенной степени дросселирования
472

продуктов детонации проявилась за-
висимость максимального давления,
действующего на объект испытаний, от
плотности заряжания взрывной камеры.
В исследованном диапазоне значений
плотности заряжания взрывной камеры
зависимость коэффициента (р! от плот-
ности заряжания р может быть пред-
ставлена в виде
Ф, =(0,88 + 0,0045р)-106 Нм/кг.
20 60 100 ^ кг/м3
Рис. 10.6. Зависимости сум-
марной толщины диафрагм
от плотности заряжания
взрывной камеры и степе-
ни дросселирования про-
дуктов детонации:
Таким образом, максимальное
нагружающее усилие Ртах зависит в
основном от плотности заряжания
взрывной камеры, конструкции глуши-
теля ударных волн и площади попе-
речного сечения разгонного отсека.
Выражение для расчета рабочего значения нагружающего усилия
Рраб можно записать в следующем виде:
/— 5ДР = 0,4;2 — 5ДР=0,27;
-'др
= 0,14
^раб=(1-П)-
с 7
где П — коэффициент уменьшения нагружающего усилия, харак-
теризующий энергетические потери.
По результатам опытов можно сделать вывод о том, что ко-
эффициент П наиболее существенно зависит от утечек продуктов
детонации и степени их остывания. С увеличением диаметров
взрывной камеры и разгонного отсека коэффициент П уменьша-
ется, что можно объяснить меньшим остыванием продуктов де-
тонации по мере увеличения диаметра взрывной камеры. С уве-
личением длительности нагружающего импульса коэффициент П
возрастает как за счет больших утечек продуктов детонации, так
и за счет большего теплоотвода. У исследованных ударных стен-
дов диаметрами 40...400 мм при длительности нагружающего
импульса до Юме коэффициент П изменялся в пределах
0,2...0,5. При этом меньшее значение коэффициента П было у
Ударных стендов больших диаметров, снабженных самоуплот-
няющимися прокладками. Коэффициент П для каждой конкрет-
473

ной конструкции ударного стенда легко определить путем прове-
дения нескольких тарировочных опытов, в которых измеряется
нагружающее усилие Рраб-
В исследованном диапазоне значений степени расширения
продуктов детонации С = 1,5...5,0 экспериментальные зависимо-
сти нагружающего усилия от времени Р(/) и от перемещения объ-
екта испытаний Р(/) близки к гиперболическим, и их можно запи-
сать в виде
/ЧО^ах-Ц; (ю.5)
где а = (С-ср2)/ф2; ф2=1-П. Полагая, что максимальное на-
гружающее усилие Ртах достигается мгновенно и перемещение
корпуса ударного стенда при нагружении отсутствует, путем под-
становки зависимостей (10.5), (10.6) в уравнение движения объек-
та испытаний и его интегрирования по времени и по перемещению
можно найти выражения для расчета скорости С/0.и и длительности
нагружающего импульса /н*
тт _ /2Ртах4амФ21пСтах.
иО.И д/ 9
г = Стах ~ Ф2 12тоАам1пС~^
1пСтах-1пф2)| Ртахф2
Рассчитанные значения {У0.и и /н отличаются от значений, полу-
ченных в эксперименте, не более чем на 10 %.
Ударный стенд со взрывной камерой и глушителем ударных
волн используется также для испытаний с формированием трапе-
цеидального нагружающего импульса (см. схему ударного стенда
на рис. 10.3). Так как в этом случае подрыв заряда ВВ производит-
ся вне разгонного отсека, то на поршень-ударник не действует на-
чальный пик давления, за счет чего уменьшается степень дефор-
мирования демпфера. Расчет длительности нагружающего им-
пульса при выбранных длине разгонного отсека 1разг и массе
поршня-ударника туд проводится путем совместного решения
уравнений движения объекта испытаний и поршня-ударника
474

уп = г
туд^ = Р(0~/?дем'
где хь х2 — текущие значения перемещения объекта испытаний и
поршня соответственно; ^дем = Ы§т0 и — усилие сжатия демпфера.
Учитывая, что наибольшая длительность нагружающего им-
пульса достигается при выравнивании скоростей поршня и объек-
та испытаний в момент выхода поршня из разгонного отсека, а
также полагая, что усилие Елем достигает своего постоянного зна-
чения мгновенно, можно получить выражения для расчета опти-
мального значения силы Ртах'
Р = Иг[т +т ) тах ~ ^
1 тах ^ь\туд о.и/ (л ^ 1 \'
У >2(1пСтах-1пф2)
а также значений Идеш ^7ои, 1Н:
г
кпл„ =
( \
т
УП
V уд Л
, , (Стах-ф2)1пСт
*разг 'кам л ^ ,
1пСтах-1пф2
, 12(и-^)
н=\ % '
Различие рассчитанных значений параметров нагружающего
импульса и их значений, полученных в эксперименте, для данного
вида испытаний не превышало 15 %.
На основе описанных выше принципов разработаны взрыв-
ные установки с диаметрами стволов 20...410 мм. Длина самой
маленькой взрывной установки — около 1 м, самой мощной — 37 м.
Для обеспечения измерений параметров нагружения объекта
испытаний создан измерительно-вычислительный комплекс, кото-
рый способен производить регистрацию аналоговых сигналов с
борта объекта испытаний и с датчиков, размещенных на корпусе
взрывной установки, по 60 измерительным каналам. Имеющиеся в
составе комплекса первичные преобразователи обеспечивают из-
475

мерение и отображение информации о различных физических ве-
личинах (о деформации, об ускорении, о давлении, о перемещении
отдельных частей объекта испытаний относительно друг друга, о
положении объекта испытаний и т. д.). Съем информации с борта
объекта испытаний производится с помощью проводной связи.
При этом с учетом больших перегрузок объекта испытаний при
нагружении и высокой его скорости провода этой связи уклады-
вают в спиральные канавки, выполненные на поверхности штыря,
закрепленного на объекте испытаний (на переднем торце, по на-
правлению движения). Такая конструкция не позволяет проводам
соударяться. Длина штыря выбирается такой, чтобы провода со-
хранялись до окончания стадии нагружения объекта испытаний.
Первые ударные стенды взрывного типа были изготовлены в
1980-х годах, и их многолетняя эксплуатация свидетельствует о
высокой степени их безопасности, об их надежности и эффектив-
ности, а также о широких возможностях их применения в различ-
ных отраслях науки и техники [6—9]. Стоимость таких стендов
значительно меньше стоимости ударных стендов копрового типа.
Оценка КПД и мощности ВГД проводится на основе зависи-
мости остаточного давления во взрывной камере рост от массы заря-
да ВВ тВв- Это давление пропорционально плотности заряжания
взрывной камеры р: рост =(р}р. Из результатов экспериментов сле-
дует, что для широко применяемых твердых ВВ значение (р1 изме-
няется в пределах 0,70...0,85 МПа • м3/кг.
Важной конструктивной характеристикой ВГД, необходимой
для его конкретного применения в установках различного назначе-
ния, является отношение массы заряда ВВ твв к массе приводимого
в движение рабочего механизма тмех. Как правило, тт/ттх < 100.
Дросселирование продуктов детонации исключает необходимость
учета волновых процессов в рабочей камере. Зависимость давле-
ния продуктов детонации от объема взрывной камеры определяет-
ся эффективным показателем адиабаты расширения продуктов де-
тонации: р(Укш) = р0С"х. Тогда из уравнения сохранения энергии
следует, что кинетическая энергия, сообщаемая рабочему меха-
низму взрывной установки, равна
*к„„=^(1-С'-*).
476

Поскольку энергия взрыва заряда ВВ Е0 = твв(2, выражение
для КПД взрывной установки г|кпд = Екш/Е0 принимает вид
Так, для аммонита № 6ЖВ ф, = 0,75 • 106 МПа • м3/кг, 0, = 4,3 х
х 106 Дж/кг при х = 1,7, Лкпд * 16 %.
10.2. Промышленные взрывные установки
многоразового действия
10.2.1. Установка для резания взрывом «Гильотина»
Взрывная установка «Гильотина» применяется для разделе-
ния на фрагменты с целью дальнейшей утилизации таких объем-
ных конструкций, как различные летательные аппараты, для разре-
зания которых применение, например, УКЗ является чересчур до-
рогой операцией. В этой установке рабочим инструментом
является нож. Установка работает по принципу гильотцны.
При разделении материалов и конструкций на фрагменты с
целью их утилизации, а также при проведении ремонтных работ
особое место занимают работы с объемными металлоконструк-
циями, скомпонованными из сравнительно тонкостенных элемен-
тов. Крыло самолета — пример конструкции, которая имеет срав-
нительно тонкую оболочку, подкрепленную изнутри тонкостен-
ными элементами, пронизывающими внутренний объем.
Разделение объемных конструкций на фрагменты традици-
онными методами (газовое и плазменное резание и т. п.) малоэф-
фективно, так как требует больших энергетических, трудовых и
временных затрат. Разрезание подобных конструкций ограничен-
ной толщины с помощью больших гильотинных ножниц возмож-
но только в условиях стационарной разделочной площадки,
имеющей хорошее энергообеспечение, так как рабочий инстру-
мент больших гильотинных ножниц имеет электрический привод
с большим потреблением электроэнергии. Ножницы имеют также
большие массу и габариты, что затрудняет их транспортировку.
477

а
Рис. 10.7 (начало). Разрезание фрагмента крыла самолета (а) и пакета из
трех труб (б) с помощью модельной установки «Гильотина»
На аэродромах накопилось большое количество отслуживших
свой срок самолетов, разборка которых может дать промышленности
значительное количество алюминия, титана и других ценных метал-
лов и сплавов. Эту задачу позволит решить применение взрывной
установки «Гильотина», рабочий инструмент которой — нож из вы-
сокопрочной стали — приводится в действие давлением продуктов
детонации при подрыве заряда ВВ в неразрушаемои взрывной камере
ВГД. Благодаря большой удельной энергоемкости ВВ, возможности с
помощью ВГД преобразовывать энергию взрыва заряда ВВ в кинети-
ческую энергию ножа и высоким рабочим характеристикам установ-
478

б
Рис. 10.7 (окончание)
ка «Гильотина» имеет более простую конструкцию и меньшую ме-
таллоемкость, чем установки, для которых требуются традиционные
источники энергии.
Разработан и испытан двухкамерный упрощенный прототип
такой установки со следующими конструктивными характеристи-
ками: габариты — 950 х 600 х 400 мм; длина ножа — 800 мм; мас-
са установки — 250 кг. При работе установки в каждой из двух
камер подрывался заряд массой 30 г, изготовленный из патрониро-
ванного промышленного ВВ — аммонита № 6ЖВ. Инициирование
заряда осуществлялось с помощью безопасных электродетонато-
ров от портативного подрывного устройства. С помощью установ-
479

Рис. 10.8. Схема установки для резания взрывом:
1 — взрывная камера; 2 — рама; 3 — балансирный подвес; 4 — крыло самолета;
5 — подъемник-демпфер; 6 — нож; 7 — плита
ки был разрезан фрагмент крыла самолета МИГ-15 и пакет из трех
труб, изготовленных из сплава АМгб; диаметр каждой трубы —
210 мм, толщина стенки трубы — 5 мм (рис. 10.7).
Установка состоит из сравнительно небольших легко соби-
раемых частей, что упрощает ее транспортировку, сборку и ис-
пользование в полевых условиях. Меняя в установке число рабо-
чих модулей (ВГД, поршней) и используя сменные ножи различ-
ной длины, ее можно трансформировать в зависимости от
размеров разрезаемой конструкции.
Разработана конструкция промышленной взрывной установки
«Гильотина», предназначенной для разделения на фрагменты круп-
ных самолетов (рис. 10.8). При механизации вспомогательных работ
(установление и перемещение разрезаемой конструкции) быстродей-
ствие установки может составлять 2...3 цикла в час, что даст воз-
можность за одну рабочую смену разрезать на метровые фрагменты
крыло длиной 15...20 м. Для обслуживания установки (исключая
480

вспомогательные работы) требуются два человека: взрывник и по-
мощник.
Низкие эксплуатационные расходы (небольшая масса, срав-
нительная дешевизна применяемого ВВ, высокая производитель-
ность установки) позволят при разделении на фрагменты большого
числа самолетов или подобных им конструкций быстро окупить
сравнительно большие затраты на разработку и изготовление про-
мышленного образца взрывной установки «Гильотина».
10.2.2. Серия взрывных установок
для горнодобывающей промышлености
Взрывные установки «Бутобой» предназначены для разруше-
ния негабаритов горных пород размером не более 1,5 х 1,5 х 1,5 м,
для раскалывания блоков твердых горных пород сечением не более
1,0 х 1,5 м на плиты толщиной около 400 мм, для «щадящей» взрыв-
ной добычи драгоценных камней (без разрушения их взрывом) и т. п.
Взрывные установки для горнодобывающей промышленности
прошли апробацию на карьерах Украины и России. Фотографии
двух типов установки «Бутобой» приведены на рис. 10.9.
Ниже представлены конструктивные и эксплуатационные
характеристики взрывной установки «Бутобой».
Энергия удара, кДж > 100
Количество ударов до полного разрушения
негабарита горных пород, циклы ^ 3
Масса заряда ВВ для одного цикла, кг 0,1 ...0,2
Габариты установки, мм 670х 1250
Масса установки, т < 4
Ресурс установки (при замене отдельных
быстроизнашивающихся деталей через
100 циклов), циклы 10 000
Время на подготовку очередного цикла, мин ^10
Самодвижущийся подъемный механизм 1
Обслуживающий персонал, человек 2
В состав взрывной установки входит один или несколько
ВГД, рабочим инструментом является массивный шток, соединен-
ный с поршнем, находящимся в рабочей камере. Дробление поро-
ды производится ударом штока.
16-ШЗ 481

Взрывные установки «Бу-
товой» легко разбираются и
удобны для транспортировки лю-
бым видом транспорта. Для них
не требуются стационарные ис-
точники питания.
Следует отметить еще одно
их качество, непосредственно свя-
занное с использованием бри-
зантных ВВ и простотой конст-
рукции установок: их удельная
мощность (мощность, отнесенная
к объему активной части двигате-
ля) составляет около 105 кВт/дм3,
что примерно на два порядка
превышает удельную мощность
установок с двигателем внут-
реннего сгорания.
10.2.3. Взрывной метод
исследования сейсмостойкости
сооружений
Сложность и недостаточ-
ная изученность вопросов строи-
тельства сейсмостойких соору-
жений значительно препятствуют
процессу их создания. Нагляд-
ным подтверждением этого явля-
ется, например, перепрофилиро-
вание старых и задержка строи-
тельства новых АЭС.
Технические трудности при
экспериментальной проверке эф-
фективности различных защитных
средств повышения сейсмостойко-
сти сооружений сдерживают их внедрение в практику строительства.
Ни одна из существующих методик проверки сейсмостойкости не
позволяет достоверно оценить степень динамической возбудимости
482
Рис. 10.9. Взрывные установки
«Бутобой» для дробления нега-
баритов:
а — подвесная; б — устанавливае-
мая непосредственно на разрушае-
мом объекте

реального сооружения при действии динамических нагрузок на месте
его расположения, так как эта важная характеристика полностью оп-
ределяется свойствами грунтов, особенностями их взаимодействия с
фундаментом и качеством строительства.
Использование для этих целей виброплатформ ограничено
их грузоподъемностью. Применение существующих взрывных ме-
тодов испытания сейсмостойких сооружений представляет значи-
тельную опасность для окружающих зданий и сооружений. Дан-
ные, полученные с помощью вибраторов, установленных на верх-
них этажах и крышах сооружений, трудно интерпретировать по
степени адекватности реальным воздействиям ввиду малой мощ-
ности вибраторов.
Разработка и успешное использование ВГД позволили пред-
ложить оригинальное техническое решение для изучения сейсмо-
стойкости зданий и сооружений [5, 10].
Мощные ВГД, обеспечивающие локализацию продуктов де-
тонации и воздушных ударных волн, позволяют решить проблему
создания импульсов давления с необходимыми параметрами. При
этом может быть задействовано до сотни и более ВГД простейшей
конструкции в режиме короткозамедленного подрыва зарядов ВВ
с интервалами работы отдельных ВГД или их групп КГ4...!О2 с.
Суммарное время нагружения исследуемого сооружения может
быть доведено примерно до 10 с при размещении ВГД как в грун-
те, так и на поверхности сооружения и в характерных его точках.
Специальные электродетонаторы и подрывные устройства
обеспечивают высокую степень безопасности выполняемых работ.
Надежные взрывные камеры ВГД и пенные глушители ударных
волн позволяют выполнять такие работы в непосредственной бли-
зости от других объектов.
Для создания импульсных нагрузок могут использоваться
ВГД с цилиндрическими и плоскими взрывными камерами, обес-
печивающими локализацию продуктов детонации. Для направлен-
ной передачи импульса зданию используются принципы подпора и
«отбрасывания» масс. В настоящее время отрабатываются устрой-
ства с «мягкими» «отбрасываемыми» массами.
При проведении испытаний определяются импульсные ре-
акции сооружения, что позволяет, применяя вычислительную тех-
нику, рассчитывать его реакции на произвольные сейсмические
воздействия. Сопоставляя полученные экспериментальные данные
16*
483

с имеющимися представлениями, заложенными в расчет, либо с
выбранным эталоном, можно оценить сейсмостойкость сооруже-
ния. Воздействуя через слой грунта на фундамент исследуемого
сооружения серией импульсов, создаваемых ВГД с плоскими
взрывными камерами, можно определить характер реакции соору-
жения на такое воздействие. При этом несколько ВГД могут быть
установлены с различных сторон сооружения.
Расчетно-экспериментальный анализ может быть выполнен с
использованием специальных программных вычислительных ком-
плексов и полученных в РФЯЦ—ВНИИЭФ уравнений состояния
грунтов в требуемой области давлений.
Экспериментальная отработка методики осуществляется на
внутренних взрывных полигонах предприятия (взрывы до 250 кг
химического ВВ). В августе 1990 г. методика апробирована при
испытаниях реального фрагмента здания в г. Алма-Ате.
Для испытаний на сейсмостойкость отдельных конструкций,
расположенных непосредственно на территории АЭС, с целью
полного исключения механического воздействия на находящиеся
рядом сооружения применяются описанные выше взрывные уста-
новки многоразового действия, в которых надежно осуществляет-
ся полная локализация продуктов детонации.
Список литературы
1. Абакумов А.И., Квасков Г.А., Новиков С.А. и др. Исследование упру-
гопластического деформирования цилиндрических оболочек при осе-
вом нагружении // ПМТФ. 1988. № 3.
2. Крысанов Ю.А., Новиков С.А. Исследование динамической сжимае-
мости пенополистирола // Проблемы прочности. 1977. № 8.
3. Крысанов Ю.А., Новиков С.А. Об ударном сжатии пористых тел //
ПМТФ. 1988. №6.
4. Лин Э.Э., Сиренко А.В., Фунтиков А.И. Экспериментальное изучение
расширения продуктов взрыва листового заряда в камере // ФГВ.
1980. №4.
5. Новиков СА.^Абакумов А.И., Багряное Б.В. и др. Разработка метода
испытания сооружений на сейсмостойкость // Труды Российско-
американского симпозиума «Оценка риска и поведение инженерных
систем в экстремальных условиях». Челябинск-70, 4—9 октября
1993 г.
484

6. Новиков С.А., Петров В.А., Багряное Б.В. Установка взрывного типа
для создания инерционных перегрузок // Проблемы прочности. 1982.
№2.
7. Новиков С.А., Петров В.А., Сушков В.А., Хворостин В.Н. Установки
взрывного типа для механических испытаний // ФГВ. 1989. № 4.
8. Новиков С.А., Петров В.А., Тимонин Л.М. Установки взрывного типа
для механических испытаний материалов и конструкций // ФГВ.
1991. №4.
9. Новиков С.А., Петров В.А. Установки взрывного типа для механиче-
ских испытаний материалов и конструкций: Обзор. М.: ЦНИИатом-
информ, 1989.
10. Пат. 2011174 РФ, МКИ О 01 М 7/00. Способ динамических испыта-
ний зданий и сооружений / Б.В. Багрянов, А.А. Беспалов, И.Н. Буд-
ников, С.А. Новиков, Л.М. Тимонин // Изобретения. 1994. № 7.
11. Серебряков М.Е. Внутренняя баллистика ствольных систем и поро-
ховых ракет. М.: Оборонгиз, 1962.

Глава 11
Взрывные методы
дистанционной разборки боеприпасов
11.1. Проблема утилизации боеприпасов
Проблема утилизации изделий, содержащих ВВ, дефицит-
ные конструкционные и токсичные материалы, в том числе радио-
активные, в настоящее время достаточно актуальна. Одним из ос-
новных аспектов этой проблемы является разборка снимаемых с
вооружения боеприпасов, не разбираемых с помощью штатных
инструментов и приспособлений. Уничтожение таких боеприпасов
взрывным способом ведет к загрязнению окружающей среды дис-
пергированными частицами токсичных и радиоактивных материа-
лов, а также к безвозвратной потере ценных конструкционных ма-
териалов. Таким образом, задача разборки и утилизации боеприпа-
сов тесно связана с проблемами экологии (предотвращением
возможности химического и радиоактивного загрязнения окру-
жающей среды) и представляет большой интерес с точки зрения
сохранения стратегического сырья.
Большинство боеприпасов являются достаточно прочными
корпусными конструкциями, снаряженными различными взрывча-
тыми составами. Их утилизация включает в себя: 1) разделение
корпусов боеприпасов и извлечение из них взрывчатого снаряже-
ния; 2) утилизацию полученных компонентов.
Применение для разборки боеприпасов обычных технологий
механического резания в связи с высоким риском возбуждения
взрыва в процессе выполнения технологических операций требует
создания дорогостоящих взрывозащитных сооружений и специ-
ального роботизированного оборудования. Альтернативными и во
многих случаях экономически выгодными методами разборки бо-
486

еприпасов, не подлежащих разборке по штатным технологиям,
являются взрывные методы, позволяющие производить дистанци-
онную разборку боеприпасов без возбуждения детонации в их
снаряжении.
Взрывные методы разборки боеприпасов основаны на при-
менении средств и устройств, создающих ударно-механические и
ударноволновые нагрузки, а также режущее воздействие кумуля-
тивной струи, достаточные для разделения боеприпасов без воз-
буждения детонации в их снаряжении. Особенностью взрывной
разборки боеприпасов является то, что в процессе нагружения
корпуса и снаряжение боеприпасов могут подвергаться ударно-
волновому и осколочному воздействиям. Во избежание возбужде-
ния взрыва интенсивность таких воздействий необходимо строго
ограничивать. Однако по отношению к боеприпасам, имеющим
повышенную взрывоопасность (аварийное состояние, нарушение
целостности деталей, изготовленных из ВВ, в ходе разборки), эти
воздействия могут оказаться достаточными для несанкциониро-
ванного взрыва боеприпасов. Поэтому при отработке взрывных
технологий разборки боеприпасов конкретной конструкции долж-
ны тщательно решаться вопросы обеспечения надежного разруше-
ния или разрезания корпусных деталей при минимальном запре-
градном воздействии на ВВ.
Следует подчеркнуть, что прогнозирование состояния дета-
лей, изготовленных из ВВ, в различных аварийных ситуациях, свя-
занных с ударными воздействиями, возможно только на основе
достоверных данных о механических свойствах твердых ВВ при
интенсивном динамическом нагружении.
Отметим также, что многие конструкции, содержащие дета-
ли, изготовленные из твердых ВВ, и боеприпасы в процессе экс-
плуатации, при перевозках, авариях могут подвергаться действию
динамических нагрузок различной интенсивности. Основное отли-
чие ВВ от других конструкционных материалов состоит в том, что
при превышении определенных уровней нагрузок в них начинает-
ся процесс взрывного превращения, который может перейти в ста-
ционарную детонацию. Началу взрывного превращения во многих
практических случаях предшествует образование трещин или раз-
рушение деталей, изготовленных из ВВ. Существенную роль при
этом играют температурные условия, при которых происходит на-
гружение.
487

Поэтому, перед тем как перейти к описанию конкретных
взрывных технологий разборки боеприпасов, кратко рассмотрим
механические свойства ВВ при интенсивном динамическом на-
гружении.
11.2. Механические свойства
твердых взрывчатых веществ при интенсивном
ударном и ударноволновом нагружении
В этом разделе кратко изложены результаты эксперимен-
тальных исследований механических свойств ряда твердых гетеро-
генных ВВ при динамическом нагружении изготовленных из них
образцов [15, 16]. Диапазоны значений основных параметров на-
гружения составляют:
— скорость деформаций ё =2 • 102...1,5 • 106с-1;
— начальная температура образцов, изготовленных из ВВ,
-20...+80°С;
— длительность нагружающего импульса 7Н = Ю"4... Ю-6 с.
Такие широкие диапазоны значений параметров, характери-
зующих условия нагружения, определяются тем, что исследования
поведения ВВ проводились как при ударноволновом, так и при
квазистатическом нагружении образцов. В первом случае условия
нагружения определяются давлением р и длительностью нагру-
жающего импульса /н, во втором — скоростью деформаций 8 =
= с1г/Л = СОП81.
Динамическое нагружение во всех экспериментах осуществ-
лялось с помощью специальных взрывных устройств, создающих
импульсы давления с заданными параметрами.
11.2.1. Ударноволновое нагружение
Откольная прочность твердых ВВ. В ряде конструкций
твердые ВВ не только являются энергоносителями, но и выполня-
ют функции конструкционных материалов, т. е. детали, изготов-
ленные из твердых ВВ, являются «несущими» элементами конст-
рукций и должны сохранять прочность после воздействия эксплуа-
тационных нагрузок, в том числе и ударных. Разрушение отколом
488

(или откол) — специфический вид разрушения при действии удар-
ных волн. Для большинства инертных конструкционных материа-
лов в настоящее время имеется обширная база экспериментальных
данных, позволяющая достоверно прогнозировать поведение кон-
струкций при ударноволновом нагружении. Для твердых гетеро-
генных ВВ данные об откольной прочности весьма ограниченны,
что, безусловно, связано со спецификой испытаний этих «энерге-
тических» материалов.
Из результатов исследований разрушения отколом известно,
что частичные нарушения сплошности материала наступают при
меньших значениях напряжений по сравнению со значениями на-
пряжений, необходимыми для полного разрушения отколом. Для
практических целей наибольший интерес представляет ситуация,
когда в материале в результате действия импульсных растягиваю-
щих напряжений возникают первые видимые очаги зарождения
разрушения, поскольку при дальнейшем, даже сравнительно не-
большом, увеличении растягивающих напряжений интенсивность
разрушения быстро возрастает.
Далее представлены результаты экспериментальных иссле-
дований откольной прочности ряда твердых ВВ: ТНТ, ТГ 50/50,
ОТК-90 (смесь октогена со связующим компонентом), ГТК-70
(смесь гексогена с 10 % тротил-коллоксилинового связующего
компонента), ОФА-6 (смесь ок-
тогена с 6 % фторопластового свя-
зующего компонента).
Схема постановки опытов
показана на рис. 11.1 [15, 16].
Алюминиевый ударник 1 в виде
пластины толщиной 4 мм, не
претерпевающий разрушения от-
колом, разгоняется при детонации
тонкого слоя ВВ до скорости С/ и
тормозится на эксперименталь-
ной сборке, состоящей из тонко-
го алюминиевого экрана 2 тол-
щиной 2 мм, образца 3 исследуе-
мого ВВ размером 0 60 х 22 мм и
толстой полиэтиленовой прегра-
ди 5. Введение полиэтиленовой
##0000
0 0 #\
I * # * 0 I
Рис. 11.1. Схема постановки опы-
тов по определению откольной
прочности твердых ВВ:
/ — ударник; 2 — экран; 3 — образец
ВВ; 4 — полиэтиленовая обойма; 5 —
полиэтиленовая преграда
489

преграды, более «мягкой» по сравнению с ВВ, позволяет заметно
переместить зону откола в глубь образца, т. е. увеличить толщину
отколовшегося слоя. Предварительными экспериментами была по-
казана эффективность введения такой преграды: в ее отсутствие об-
разовывался тонкий (1,5...2,0 мм) отколовшийся слой, который раз-
рушался на отдельные фрагменты. Наличие преграды примерно на
порядок увеличивает толщину отколовшегося слоя и позволяет с
достаточной точностью ее изменять.
Скорость ударника регулировалась толщиной слоя ВВ ме-
тающего заряда. При увеличении скорости ударника увеличивает-
ся амплитуда ударной волны, распространяющейся в образце, из-
готовленном из ВВ. Вследствие этого состояние образца изменяет-
ся: если при малых скоростях ударника образец остается
сплошным, то при превышении некоторой критической скорости
ударника во внутренних слоях образца зарождается разрушение в
виде магистральных трещин.
Основной получаемой экспериментально информацией явля-
лось состояние сохраненного образца, изготовленного из ВВ, после
воздействия нагружающего импульса с известными параметрами.
Сохраненный образец разрезался по диагонали. Поверхность среза
протравливалась чернилами, что позволяло выявить мелкие и маги-
стральные трещины в зоне откола. Устанавливались характер раз-
рушения и толщина отколовшегося слоя 80тк- Отметим, что во всех
опытах зафиксирован только единичный откол, характер разруше-
ния оказался близким к квазихрупкому. Максимальное растяги-
вающее напряжение в зоне откола рассчитывалось по измеренной
толщине отколовшегося слоя. Уравнения состояния инертных ВВ
задавались в форме Ми — Грюнайзена, параметры которого были
взяты из работы [5]. Характеристики импульса растягивающих на-
пряжений в плоскости откола и результаты эксперимента представ-
лены в табл. 11.1. Из таблицы, в частности, следует, что толщина
отколовшегося слоя близка к половине толщины образца, изготов-
ленного из ВВ, и, значит, ширина импульса сжатия в момент его
выхода на границу раздела ВВ — полиэтилен не сильно отличается
от толщины образца. Это подтверждают и результаты выполненных
расчетов. Согласно расчету импульс растягивающих напряжений в
плоскости откола включает в себя стационарную фазу длительно-
стью /н = 1,5 • Ю-6 с и последующую нестационарную фазу быстрого
спада давления. Различным ВВ с примерно равной степенью повре-
490

жденности соответствуют существенно разные значения напряже-
ний нагружающего и растягивающего импульсов.
Таблица 11.1
Результаты экспериментальных исследований откольной прочности
некоторых ВВ
вв
тнт
ТГ 50/50
ОТК-90
ГТК-70
ОФА-6
м/с
97
ПО
116
97
107
116
100
116
135
270
286
340
220
286
330
Р,
ГПа
0,35
0,37
0,41
0,44
0,46
0,55
1,04
1,26
1,16
1,36
^раст?
ГПа.
0,07
0,07
0,12
0,14
0,10
0,19
0,26
0,28
0,35
0,40
Результаты эксперимента
Сплошное состояние
Зарождение трещины
Магистральная трещина, 8отк « 12 мм
Сплошное состояние
Зарождение трещины
Магистральная трещина, 8ОТк « 11 мм
Сплошное состояние
Зарождение трещины
Магистральная трещина, 5отк « 9 мм
Сплошное состояние
Зарождение трещины
Магистральная трещина, 8ОТк * 7.. .8 мм
Сплошное состояние
Зарождение трещины
Магистральная трещина, 5отк * 7.. .8 мм
Примечание. 8отк — толщина отколовшегося слоя ВВ. Точность
[определения значения 8отк составляет ±0,5 мм.
Важным параметром, характеризующим разрушающий им-
пульс растягивающих напряжений, является характерное время его
действия. В свете современных представлений о кинетике разруше-
ния отколом определяющую роль в этом процессе играет стацио-
нарная фаза импульса растягивающих напряжений длительностью
*н = 1,5 • 10~6 с, которая и принимается здесь за временной параметр.
Максимальная амплитуда импульса растягивающих напряжений
араст в пренебрежении возможным эффектом их релаксации может
трактоваться как откольная прочность аотк при заданном значении
'н. Известно, что с уменьшением значения /н откольная прочность
Материалов заметно увеличивается. Погрешность определения зна-
чения аотк, обусловленная экспериментальными погрешностями и
Неопределенностями численного моделирования, составляет ±20 %.
491

р. МПа|
150 К
130 Но
0
50 100 Г,°С
а
50 100 П°С
б
50 100 Г,°С
в
;л МПа
3501-
100 Г,°С
Рис. 11.2. Влияние температуры на разрушение отколом образцов, изго-
товленных из ТГ 50/50 (я), ОТК-90 (б), ОФА-6 (в), ГТК-70 (г):
• — полное разрушение отколом; * — частичное макроскопическое разрушение
отколом; о — сохранение макроскопической целостности образца
Влияние нагрева на разрушение отколом ряда твердых ВВ
исследовалось авторами работы [6]. В температурном диапазоне
0... 150 °С при ударе пластиной (время действия нагрузки 1,5 • 10~6 с)
определены критические значения параметров нагружения, превы-
шение которых приводит к макроскопическому разрушению отко-
лом образцов, изготовленных из взрывчатых составов ТГ 50/50,
ГТК-70, ОТК-90 и ОФА-6. Нагрев осуществлялся электронагревате-
лем, температура регистрировалась хромель-копелевой термопарой.
Влияние температуры на разрушение отколом образцов, изготовлен-
ных из различных взрывчатых составов, демонстрируется на рис. 11.2.
Откольная прочность тротилосодержащих составов слабо зависит от
температуры вплоть до температуры плавления ТНТ (~80 °С).
Критические напряжения сдвига за фронтом ударной
волны. Данные экспериментального исследования закономерно-
стей распространения слабых ударных волн немногочисленны и
492

относятся к высокоплотным ВВ. Авторами работы [26] с помощью
кварцевого датчика была зарегистрирована двухволновая структу-
ра ударной волны при ах < 1,0 ГПа в прессованном ТНТ плотно-
стью рвв = 1,64 г/см3. Впереди со скоростью, равной продольной
скорости звука, распространяется упругий предвестник с амплиту-
дой аУпр, за которым следует пластическая волна, несущая избы-
ток напряжения (сх - аупр). Форма и амплитуда упругого пред-
вестника, а также время нарастания фронта пластической волны
зависят от амплитуды волны на входе в образец и пройденного вол-
ной расстояния. Наблюдается затухание упругого предвестника —
явление, хорошо изученное для металлов. Если нормальное на-
пряжение превышает 1 ГПа, то двухволновая структура ударной
волны вырождается: единственная пластическая волна представ-
ляет собой ударный разрыв. Расщепление ударной волны на упру-
гую и пластическую в области низких давлений зафиксировано
также для таких высокоплотных ВВ, как ТЭН и РВХ-9404 [11].
В соответствии с известными результатами исследований
инертных материалов значения максимального напряжения сдвига
на фронте ударной волны (его называют критическим напряжением
сдвига и обозначают ткр) для твердых ВВ также должны заметно
увеличиваться с ростом давления на фронте ударной волны. Знание
значения ткр позволяет уточнить расчеты ударноволновых процес-
сов, протекающих в инертных ВВ. Кроме того, сравнительные дан-
ные о критических напряжениях сдвига в различных ВВ могут
представлять интерес и с точки зрения возбуждения взрывного пре-
вращения ВВ при ударе: среди обсуждаемых в литературе гипотез
образования «горячих» точек в ВВ известны механизмы их образо-
вания при достижении напряжениями сдвига критических значений.
В работе [3] представлены результаты экспериментального ис-
следования зависимости критических напряжений сдвига на фронте
ударной волны в прессованном ТНТ плотностью рВв = 1,6 г/см3 и в
ТГ 50/50 плотностью рВв = 1,65 г/см3 от давления ударноволнового
сжатия до 4,0 ГПа, т. е. до начала возбуждения взрывного превра-
щения ВВ. Получены данные об ударных адиабатах инертных ВВ в
этой области давлений. В работе использовался метод непосредст-
венной регистрации напряжений сдвига т при ударноволновом сжа-
тии и главных напряжений, действующих по нормали (а0 к фронту
Ударной волны и параллельно (сг2) ему: т = (а, -а2)/2. Эти напря-
493

*крч
ГПа
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
5*
- X
1
■
•
_ ■•▼ т
•
» 1 1.
•
и.
0 0,5 1,0 1,5 2,0 р. ГПа
Рис. 11.3. Зависимости критических напряжений сдвига от среднего дав-
ления на фронте ударной волны, распространяющейся в ВВ на основе
октогена (■), ТНТ (т) и ТГ 50/50 (•)
жения связаны с гидростатическим (средним) давлением р ударной
волны соотношениями
4
ах=р + -т;
2
с2=р--т.
Главные напряжения измерялись в опытах манганиновыми
датчиками, которые располагались в исследуемом ВВ в двух вза-
имно перпендикулярных направлениях. Диапазон значений иссле-
дуемых давлений — 0,3...4,0 ГПа. При давлении на фронте удар-
ной волны около 4,0 ГПа возбуждается взрывное превращение ВВ.
На рис. 11.3 приведены зависимости критических напряжений
сдвига от среднего давления на фронте ударной волны, распро-
страняющейся в ВВ на основе октогена, ТНТ и ТГ 50/50.
В исследованных литых ВВ, так же как и в инертных мате-
риалах, с увеличением давления критические напряжения сдвига
линейно возрастают и значительно превышают значения статиче-
ского предела прочности на сдвиг. Взаимное же расположение за-
висимостей ткр = ткр(/?) для ТНТ и ТГ 50/50 качественно соответ-
ствует принятой шкале чувствительности ВВ.
11.2.2. Прочность твердых ВВ
при больших скоростях деформаций
Основными прочностными характеристиками, определяющи-
ми поведение твердых ВВ при больших скоростях деформаций, яв-
ляются динамический предел текучести У, динамический предел
494

прочности на сжатие а^н, динамическая трещиностойкость К\&
динамические упругие константы (модуль Юнга Е, коэффициент
Пуассона у). Знание их необходимо прежде всего для расчетного
прогнозирования поведения изготовленных из ВВ деталей, выпол-
няющих роль «несущих» элементов конструкции. Динамические
механические испытания образцов и деталей, изготовленных из ВВ,
представляют определенные технические трудности, обусловлен-
ные возможностью осуществления взрыва в процессе испытания.
Даже при обеспечении полной безопасности персонала при дина-
мических испытаниях ВВ (особенно при испытаниях полномас-
штабных конструкций, содержа- о, МПа|
щих ВВ) должна приниматься во
внимание возможность взрыва.
Динамические диаграммы
«напряжение — деформация»
а — 8. Динамические испытания на
сжатие образцов, изготовленных из
твердых ВВ, проводились на взрыв-
ных установках с использованием
известной методики, основанной на
применении составных стержней
Гопкинсона. Определены прочност-
ные и упругие характеристики ТНТ
и взрывчатых составов ТГ 70/30,
ТГ 50/50 и ТГ 30/70, а также образ-
цов, изготовленных из ВВ на основе
октогена, при динамическом и ста-
тическом нагружении. Исследуемые
образцы были изготовлены путем
прессования однородной смеси
при температуре 70 °С и давлении
50... 100 МПа (в зависимости от
массовой доли гексогена). Плот-
ность ВВ с увеличением массовой
доли гексогена изменялась в преде-
лах от рвв = 1,63 (ТНТ) до рвв =
= 1,75 г/см3 (ТГ 30/70). Динамиче-
ские испытания взрывчатых соста-
0,08 е. %
Рис. 11.4. Динамические зави-
симости а(е) для ТГ 70/30, Е =
= 3,5 • 103 МПа (а); ТГ 50/50, Е =
= 3,4-103 МПа (б) и ТГ 30/70,
Е = 3,8 • 103 МПа (в) в области уп-
ругих деформаций при ё = 50 с"1
495

вов проведены при скоростях деформаций 8 = 5...10 с-1 (для опре-
деления модулей упругости Е)и е = 300...500 с-1 (для определения
динамической прочности).
По результатам испытаний построены зависимости а(е) и
определены значения динамического предела прочности на сжатие
и модуля Юнга (модуля упругости) взрывчатых составов (рис. 11.4,
табл. 11.2). Отмечено заметное влияние скорости деформаций на
прочностные характеристики взрывчатых составов: значение коэф-
фициента динамичности составило Кдин = а*™/асж ~1>5, где а*™ —
динамический предел прочности на сжатие; а^ — статический
предел прочности на сжатие. Исследовано влияние температуры
на механические свойства ВВ на основе октогена. Диаграммы а — е
на рис. 11.5 демонстрируют поведение ВВ на основе октогена при
температуре -20...+60 °С. При Т= -20 °С и ё = 500 с"1 зафикси-
ровано значение модуля Юнга Е = 11,7 • 103 МПа.
Таблица 11.2
Значения упругих и прочностных характеристик ТНТ
и взрывчатых составов на основе смесей ТНТ с гексогеном
при одноосном динамическом сжатии (б = 300...500 с-1)
ВВ
ТНТ
ТГ 70/30
ТГ 50/50
ТГ 30/70
Плот-
ность
Рвв,
г/см3
1,627
1,670
1,699
1,740
Модуль
Юнга
Е ■ 10"э,
МПа
7,6
6,6
5,1
5,6
Динамический
предел прочно-
сти на сжатие
<С» МПа
31
30
31
34
Деформация, сопро-
вождающаяся
разрушением, е, %
0,8
0,93'
0,75
0,9
Сопротивление распространению трещин (динамическая
трещиностойкость). Во ВНИИЭФ исследованы условия зарожде-
ния и распространения трещин в образцах, изготовленных из раз-
личных ВВ. Для описания поведения твердых ВВ используется
динамический коэффициент интенсивности напряжений, критиче-
ское значение которого Киь определенное в условиях плоского де-
формирования, называется динамической трещиностойкостью.
496

аМПа
800
600
0 0,01 0,02 0,03 8,0гн. ед.
Рис. 11.5. Динамические диаграммы сжатия образцов, изготовленных из
ВВ на основе октогена, при 8 = 500 с"1 и различных начальных темпера-
турах:
1 — Т = -20 °С; 2 — Т = 0 °С; 3 — Т = 20 °С; 4 — Т = 60 °С; вертикальными
стрелками отмечены предельные деформации, сопровождающиеся разрушением
Значение трещиностойкости используется для расчета энергии
разрушения С\.
44
ох =
*ы(1-Уа)
где Р — нагрузка, приводящая к распространению трещины на-
чальной длины /0; 5 — площадь поперечного сечения образца;
У(10) — тарировочный коэффициент, учитывающий форму образца
и схему нагружения.
Эффективная энергия разрушения №^=С{/5 также являет-
ся интегральным параметром, характеризующим динамическое раз-
497

рушение всех типов твердых ВВ при заданной скорости распро-
странения трещины. Определение динамической трещиностойкости
при различных температурах проводится с использованием описан-
ной в гл. 2 методики, основанной на применении составных стерж-
ней Гопкинсона и образцов расклинивания, в которых предвари-
тельно создается начальная трещина. При испытаниях регистри-
рировались силовая диаграмма внедрения в образец клиновидного
•бойка и скорость распространения трещины г^. Суммарная по-
'грешность определения параметров К\^ С\ и у не превышала 15 %.
Для хрупких взрывчатых составов с тротил-коллоксилиновым свя-
зующим компонентом при нормальной температуре и скорости на-
гружения, примерно равной (1...8) • 103 с-1, зафиксированы значения
К\а =0,3...0,6 МПам1/2, гл^ = 10... 100 м/с. Испытания образцов,
изготовленных из ВВ, при значениях температуры, изменяющихся в
пределах +20.. .-50 °С, показали сильную зависимость динамической
трещиностойкости Кы от температуры. Для примера на рис. 11.6 при-
ведены некоторые зависимости, полученные при испытаниях образ-
цов, изготовленных из ТГ 30/70 и ВВ на основе октогена. Сложный
характер скоростных зависимостей динамической трещиностойко-
сти обусловлен влиянием релаксационных процессов; уменьшение
температуры снимает влияние
релаксации. Аналогичные зави-
симости получены при испытани-
ях обычных полимеров.
Динамическая прочность
полномасштабных конструк-
ций, содержащих детали, изго-
товленные из ВВ. Во ВНИИЭФ
разработаны и эксплуатируются
относительно дешевые установки
взрывного типа, позволяющие
проводить испытания конструк-
ций массой до 300 кг при воздей-
ствии на них механических пере-
грузок до 104# длительностью до
7 мс (рис. 11.7).
Нагружение осуществляет-
ся на активном участке разгона
объекта испытаний с помощью
498
0,6» 1 1 * ■ *
0 1 2 3 1в (6/а0)
Рис. 11.6. Зависимость относи-
тельной динамической трещино-
стойкости от скорости нагруже-
ния образцов, изготовленных из
ТГ 30/70 (---) и ВВ на основе
октогена ( ) при различных
температурах:
1 — Т= 25 °С; 2 — Т= 40 °С; значе-
ние ^^определялось при 1§(а/с0) =
= 0, Г=25°С

Рис. 11.7. Установка «Ствол-410М» для испытаний полномасштабных
конструкций, содержащих ВВ
ВГД, которые описаны в гл. 10. Параметры нагружающего им-
пульса (время нарастания давления, длительность нагружающего
импульса) формируются с помощью специальных взрывных уст-
ройств при надежной локализации продуктов детонации. Требу-
емые режимы нагружения достаточно легко подбираются путем
варьирования конструктивных характеристик нагружающего уст-
ройства. Торможение объекта испытаний осуществляется с помо-
щью различных тормозных устройств при перегрузке другого зна-
ка, составляющей около 0,1 от перегрузки на стадии нагружения.
В процессе нагружения проводятся измерения, контролирующие
параметры нагружающего импульса и поведение конструкции.
После испытания объект разбирают и анализируют его состояние.
Разработаны установки для испытаний при прямом ударе
объекта испытаний о преграду, а также варианты установок, позво-
ляющие проводить подобные испытания в условиях лабораторий (в
зданиях). Опыт работы с подобными установками свидетельствует о
широких возможностях их применения в различных отраслях науки
и техники. Стоимость их значительно меньше стоимости соответст-
вующих или близких по параметрам установок копрового типа.
На основе представленных результатов экспериментальных
исследований разрабатываются феноменологические модели ВВ,
которые используются для численного моделирования поведения
конструкций, содержащих детали, изготовленные из ВВ, при ава-
499

рийных ситуациях, сопровождаемых воздействием интенсивных
нагрузок.
11.3. Ударноволновая чувствительность
зарядов твердых взрывчатых веществ
Чувствительность зарядов ВВ к воздействию ударноволно-
вых нагрузок представляет большой практический и научный ин-
терес для инженеров и исследователей, занимающихся разработ-
кой и эксплуатацией конструкций, содержащих ВВ, и, в частности,
разборкой аварийных или устаревших боеприпасов, в том числе и
ядерных. Возможное (а при взрывной разборке — обязательное)
воздействие ударноволновых нагрузок, может приводить к возбу-
ждению химических реакций в «горячих» точках. Последующее
распространение химической реакции на весь объем ВВ при опре-
деленных условиях переходит в детонационный процесс — взрыв.
Для предотвращения такого развития событий необходимо ясное
понимание процессов, происходящих в зарядах ВВ при их нагру-
жении ударными волнами, и знание критериев возбуждения взрыва.
Как показывают опыты, ударноволновое воздействие на за-
ряд ВВ может привести к следующим типам ответной реакции ВВ:
— отсутствие разложения ВВ (оно остается инертным);
— частичное разложение ВВ;
— нормальная детонация ВВ.
При нагружении зарядов ВВ слабыми ударными волнами ВВ
остается инертным. Если предприняты специальные меры по со-
хранению заряда ВВ от разрушения при нагружении (например,
заряд ВВ заключен в оболочку, которая не разрушается в резуль-
тате нагружения), то можно исследовать структуру заряда ВВ по-
сле нагружения. При исследовании микроструктуры сохраненного
заряда ВВ видимых проявлений какого-либо превращения ВВ об-
наружить не удается.
При увеличении амплитуды ударной волны сверх некоторо-
го порогового уровня нагружения/7ПОрог ВВ начинает реагировать.
Сначала разложение ВВ происходит в местах локализации различ-
ных неоднородностей микроструктуры — в «горячих» точках.
Следы такого разложения удается наблюдать при ударноволновом
нагружении литого заряда ТНТ, начальная стадия разложения ко-
торого характеризуется образованием сажи.
500

При дальнейшем увеличении амплитуды ударной волны
процесс разложения ВВ интенсифицируется, в результате чего
ударная волна ускоряется и при определенных условиях переходит
в детонационную. Процесс перехода инициирующей ударной вол-
ны в детонационную называют ударноволновым возбуждением
(или инициированием) детонации. В большинстве технических
устройств, содержащих заряды ВВ, возбуждение детонации ВВ
осуществляется при воздействии ударных волн.
11.3.1. Ударные волны в твердых ВВ
Реальные заряды ВВ имеют плотность, меньшую плотности
сплошного вещества. Пористость обычно составляет несколько
Таблица 11.3
Значения эмпирических постоянных а и Ь
ВВ
тнт
ТНТ жидкий
ТГ 40/60
Гексоген
[Тетрил
тэн
,
ГРВХ-9404'
| РВХ-9502"
Рвв, г/см3
1,630
1,674
0,98
1,0
0,78
1,47
1,73
1,70
1,80
1,54
1,0
0,82
0,86
1,73
1,77
1,75
0,82
1,72
1,60
1,84
1,857
о, км/с
2,57
2,33
0,366
0,30
0,30
2,14
2,71
2,95
2,87
1,1
0,4
0,37
0,35
2,17
2,42
2,26
0,47
1,83
1,32
2,69
1,85
* 94 % гексогена + 6 % связующего компонента.
[ " 95 % триаминотринитробензола + 5 % связующег
Ъ
1,88
2,05
1,813
1,85
1,55
1,57
1,86
1,58
1,61
2,40
2,0
1,90
1,73
1,91
1,91
2,32
1,91
3,45
2,58
1,72
3,15
о компонента.
501

процентов и обусловлена наличием в прессованных составах
межзеренных пор и внутрикристаллических дефектов, а в литых
составах — образованием воздушных пор и усадочных раковин.
Наличие такой небольшой пористости мало влияет на ударно-
волновую сжимаемость ВВ, но существенно сказывается на воз-
буждении в зарядах ВВ взрывных процессов при ударноволновом
нагружении.
При воздействии на заряды ВВ относительно слабых ударных
волн ВВ остаются инертными. Некоторые результаты исследований
ударноволновой сжимаемости инертных ВВ приведены в табл. 11.3
[21—26]. Как и для большинства инертных материалов, имеющие-
ся экспериментальные данные для твердых ВВ могут быть описа-
ны линейной зависимостью скорости ударной волны 1)ув от мас-
совой скорости и: Иув = а + Ъи (а и Ь — эмпирические постоян-
ные, значения которых приведены в табл. 11.3).
Поведение ВВ, не реагирующих при ударноволновом сжатии,
можно описать уравнением состояния в форме Ми — Грюнайзена/? =
= Рх(р) + Рт = Рх(р) + Г#тр, в котором рх(р) — упругая («холод-
ная») составляющая внутреннего давления; рт и Ет — тепловые
составляющие соответственно давления и внутренней энергии;
Г — коэффициент Грюнайзена. Сведения о коэффициентах Грю-
найзена инертных ВВ немногочисленны. Имеющиеся данные
приведены в табл. 11.4 [5].
Полученные в экспериментах значения продольной (с/) и
объемной (с0) скоростей звука в твердых ВВ позволяют с помощью
Таблица 11.4
Значения коэффициента Грюнайзена некоторых ВВ
ВВ
тнт
тэн
ТГ 40/60
ТАТВ
РВХ-9404*
* 94 % гекс
Коэффициент Грюнайзена Г
0,737
1,0
0,77
1,15
0,947
0,2
0,675
огена + 6 % связующего компонент
Литературный источник
[22]
[1]
[21,25]
[24]
[20]
[24]
[13]
а.
502

соотношений теории упругости опре-
делить упругие характеристики ВВ:
модуль объемного сжатия
^ = РВВС0'
модуль Юнга
Е = 2К(\-2\);
модуль сдвига
2(1 + у)
коэффициент Пуассона
у =
3-
Г-У
\со;
3 +
С \2
\со;
-1
КО М 1,2 КЗ 5С
Рис. 11.8. Изотермы сжа-
тия ВВ:
1 — ТАТВ, рвв= 1,937 г/см3;
2 — ТЭН, рвв = П74 г/см3
(5СЖ — относительное сжатие)
Результаты исследования изо-
термической сжимаемости некоторых ВВ приведены в табл. 11.5.
Изотермы сжатия двух ВВ представлены на рис. 11.8.
Таблица 11.5
Результаты исследования изотермической сжимаемости
некоторых ВВ
ВВ
тнт
тэн
Гексоген
Октоген
Рвв, г/см3
1,630
1,700
1,810
1,904
к,гт
7,85
9,60
11,5
14,0
ЖЫр
11,3
10,5
8,0
3,3
11.3.2. Критические условия возбуждения
низкопорядковых взрывных процессов
Пороговое давление нагружения ^порог определяется, с од-
ной стороны, ^химическим и компонентным составом ВВ, плотно-
стью и структурой заряда ВВ, а с другой — параметрами нагру-
жающей ударной волны: крутизной переднего фронта, длительно-
стью нагружения и скоростью уменьшения давления за фронтом
ударной волны. При нагружении зарядов ВВ слабыми ударными
волнами амплитудой, незначительно превышающей значение /?ПоРог?
503

характерной ответной реакцией является частичное разложение
ВВ, или низкопорядковый взрывной процесс (НПВП). Такой про-
цесс приводит к разрушению взрывных устройств, содержащих
заряды ВВ, или к выбросу зарядов ВВ из оболочек. Изучение воз-
буждения и развития НПВП имеет важное значение, поскольку, с
одной стороны, пороговое давление нагружения, возбуждающее
НПВП в заряде ВВ, является верхней границей безопасного на-
гружения заряда ВВ, а с другой — НПВП могут использоваться
для разборки или уничтожения (обезвреживания) взрывных уст-
ройств без возбуждения детонации в их снаряжении.
Для большинства высокоплотных неоднородных зарядов ВВ
пороговое давление ударноволнового возбуждения НПВП состав-
ляет /?порог = 0,5... 1,0 ГПа [11]. Необходимо отметить, что значе-
ние /?поРог зависит от размеров заряда ВВ (несколько уменьшается
при увеличении размеров) и от профиля нагружающей ударной
волны: увеличение крутизны переднего фронта волны приводит к
некоторому уменьшению значения рпорог, уменьшение длительно-
сти нагружения — к увеличению значения рПОрог- Известны не-
сколько аналитических зависимостей для параметрарпорог [И].
Низкоскоростные ударные воздействия, обусловливающие
нагружение заряда ВВ слабыми ударными волнами, как правило,
сопровождаются возникновением в заряде ВВ больших сдвиговых
деформаций. Если деформирование заряда ВВ осуществляется с
достаточно высокой скоростью на фоне действия давления, то при
определенных условиях в заряде ВВ возможно возбуждение НПВП
различной интенсивности. Сдвиговые деформации возникают, на-
пример, при дозвуковом проникании в заряд ВВ компактных
ударников или низкоскоростных металлических кумулятивных
струй [20]. Аналогичные процессы происходят при различного
рода «раздавливающих» ударах, когда в заряде ВВ на заключи-
тельной стадии удара возникают высокоскоростные сдвиговые
деформации на фоне действия достаточно высокого давления. Не-
смотря на то что основные механизмы возбуждения НПВП при
таких воздействиях ясны, определение критических условий воз-
буждения НПВП в деформируемых зарядах ВВ является весьма
сложной задачей, далекой от окончательного решения. Сложность
определения критических условий возбуждения НПВП в общем
случае усугубляется многообразием условий деформирования, мо-
гущих привести к возбуждению НПВП в заряде ВВ, и склонно-
504

стью зарядов ВВ к локализации деформаций по механизму образо-
вания полос адиабатического сдвига, особенно при высокоскоро-
стном деформировании.
Критические условия возбуждения НПВП в тонких слоях ВВ
при «раздавливающем» ударе в случае квазистатического нагру-
жения рассмотрены в работе [20].
Один из критериев возбуждения НПВП в зарядах ВВ в услови-
ях высокоскоростного сдвига на фоне действия давления приведен в
работе [И]:
2/3^1,27 \Ц> у
где 8 тах — максимальная скорость сдвиговых деформаций; I —
время сдвига; 2 — постоянная, характеризующая заряд ВВ. Этот
критерий справедлив для условий деформирования заряда ВВ, при
которых давление и скорость сдвиговых деформаций постоянны.
11.3.3. Критические условия возбуждения детонации
Из опытов следует, что в зависимости от давления иниции-
рующей ударной волны р и времени его действия /н в заряде ВВ
возникают три типа ответной реакции ВВ: 1) отсутствие химиче-
ских превращений; 2) частичное разложение ВВ; 3) нормальная де-
тонация ВВ. В координатах (р, Гн) области, которым соответствуют
три указанных типа ответной реакции ВВ (инертное ВВ (область I),
нормальная детонация (область III) и промежуточное состояние
(область II), когда сжатое ударной р|
волной ВВ реагирует частично), оп-
ределяются двумя кривыми, соответ-
ствующими критическим условиям
возбуждения НПВП и детонации
(рис. 11.9). Полученные с помощью
манганиновых датчиков типичные
профили давления ударных волн в
различных сечениях образца, изго-
товленного из взрывчатого состава
ТГ 50/50, демонстрирующие кинети-
ку развития или затухания процесса
взрывного превращения в области И,
представлены на рис. 11.10.
Рис. 11.9. Схематичное распо-
ложение в координатах (р, /н)
трех областей, характеризую-
щих поведение твердых ВВ
при ударноволновом нагру-
жении
505

р. ГПа
3
2
I
О 10 20 30 г, мкс
Рис. 11.10. Профили давления ударных волн в четырех сечениях образца,
изготовленного из ТГ 50/50 (х = 4, 8, 14 и 22 мм — расстояние от поверх-
ности образца), характеризующие кинетику развития взрывного превра-
щения в трех опытах с последовательным увеличением скорости пласти-
ны-ударника (соответствующие пунктирные кривые обозначены цифра-
ми 7,2 и 3)
Рассмотрим критические условия возбуждения детонации [1].
На рис. 11.11 приведены зависимости р((н) для некоторых взрыв-
чатых составов. Точками обозначены экспериментальные данные,
соответствующие возбуждению детонации (темные кружки) и от-
сутствию детонации (светлые кружки). Кривые, разделяющие об-
ласть возбуждения детонации и область отсутствия детонации,
соответствуют критическим условиям возбуждения детонации при
воздействии на заряды ВВ ударников из одинаковых материалов
(рис. 11.11, а—г). Однако, поскольку конечный результат воздей-
ствия ударной волны на заряд ВВ зависит не только от двух ос-
новных параметров р и /н> но и от скорости уменьшения давления
ф/Л при / > *н, для ударников из других материалов положения
кривых изменяются (рис. 11.11, д).
Кривые, приведенные на рис. 11.11, свидетельствуют о
сильной зависимости критических значений р от времени в облас-
ти малых значений *н и о более слабой зависимости в области
больших значений 1И. Это объясняется сменой механизма взрывно-
го превращения при разных значениях давления. При малых дав-
лениях средний объемный разогрев явно недостаточен для развития
гомогенной реакции разложения ВВ. В этом случае возбуждение и
506

р,ГПа
О
7,5
5,0
2,5
0
0*5 1,0 /1Г мкс
а
0,5 КО 1.5 /н,мкс
в
0,5 1,0 1,5 2,0 /н,мкс
г
Рис. 11.11. Зависимости давления инициирующей ударной волны р от вре-
мени его действия 1Н:
а — ТГ 50/50; б — смесь гексогена с полибутадиеном; в — смесь октогена (89,5 %)
с нейлоном; г — В-3; а—г — стальной ударник; д — прессованный ТНТ; 1 —
ударник из стали СтЗ; 2 — ударник из алюминия; • — детонация; о — отсутствие
детонации
507

10 15 20 25 />,ГПа 10 !5 20 25 р> ГПа
а б
Рис. 11.12. Зависимость глубины возбуждения детонации от давления
инициирующей ударной волны, распространяющейся в ВВ:
а — мелкодисперсный ТАТВ; б — стандартный ТАТВ
развитие процесса разложения ВВ имеет очаговый характер и во
многом определяется пористостью заряда ВВ, размером и дефект-
ностью частиц ВВ. С повышением давления инициирующей удар-
ной волны большую роль начинает играть объемный разогрев ВВ
при ударноволновом сжатии, способствующий гомогенному про-
теканию реакции.
Критические условия ударноволнового возбуждения детона-
ции могут быть охарактеризованы также зависимостями глубины
возбуждения детонации /пр или времени задержки детонации /3 от
давления инициирующей ударной волны р. Зависимости /пр(р) и 13(р)
для некоторых ВВ приведены соответственно на рис. 11.12 и 11.13.
Зависимость 13(р) для состава РВХ-9404 [6] (см. рис. 11.13) показыва-
ет непрерывное уменьшение значения 73 с ростом давления иниции-
рующей ударной волны р. Из срав-
нения приведенных на рис. 11.12 и
11.13 кривых следует, что умень-
шение значений 1^ и /3 с увеличени-
ем значения р при одинаковых дли-
тельностях воздействия инициирую-
щих ударных волн является общей
закономерностью для высокоплот-
ных зарядов неоднородных ВВ, что
логично объясняется закономерно-
стями перехода инициирующей
ударной волны в детонационную.
КО /3. мкс
Рис. 11.13. Зависимость време-
ни задержки детонации от дав-
ления инициирующей ударной
волны
508

При многократном ударноволновом сжатии ВВ зарегистри-
ровано заметное уменьшение чувствительности заряда ВВ, связан-
ное с уплотнением ВВ после прохождения первой ударной волны,
которая снижает количество потенциальных «горячих» точек и
приближает ВВ к гомогенной среде [2, 11].
Экспериментальные факты свидетельствуют о многообразии
и сложности явлений, связанных с процессом эволюции иниции-
рующей ударной волны в детонационную. Трудно ожидать, что в
настоящее время может быть сформулирован единый критерий
ударноволновой чувствительности зарядов неоднородных ВВ,
достаточно полно описывающий многообразие и сложность этих
явлений. Тем не менее исследователями достигнут определенный
прогресс в попытке установить количественную форму критериев
ударноволновой чувствительности зарядов ВВ на макроскопиче-
ском уровне, пригодную для практического приложения. Рассмот-
рим наиболее распространенные аналитические критерии ударно-
волнового возбуждения детонации, основанные на приведенных
выше экспериментальных данных.
Зависимости /пр(/0. Зависимости расстояния /пр перехода
инициирующей ударной волны в детонационную от давления р,
так называемые зависимости /пр(р) или диаграммы Пополато, экс-
периментально выявлены для многих ВВ. Они могут быть пред-
ставлены в аналитическом виде выражением [13] *
1п/пр =А-п\пр.
Общими закономерностями для всех типов ВВ являются
уменьшение значения /пр с ростом давления р и увеличение значе-
ния /пр с увеличением начальной плотности ВВ рВв. Следует отме-
тить, что ввиду зависимости процесса возбуждения детонации от
временных условий нагружения каждому временному условию
нагружения отвечает, вообще говоря, своя кривая в координатах
(1пр,р\ т. е. зависимость 1пр(р) не является единственной. В случае
идентичности условий нагружения зависимости 1пр(р) остаются
важным критерием сравнительной ударноволновой чувствитель-
ности зарядов ВВ.
Зависимости (г{р). Зависимости времени задержки детона-
ции и от давления инициирующей ударной волны р эксперимен-
тально определены для многих индивидуальных ВВ. Аналитиче-
ская связь параметров 1Ъ ир может быть представлена в виде
509

Ы3 =В-п\пр.
Общими закономерностями зависимости 13(р) являются
уменьшение значения 13 с ростом давления р и увеличение значе-
ния (3 с увеличением начальной плотности ВВ рВв. Как и зависи-
мость /пр(/?), функции 13{р) не являются единственными. В случае
идентичности условий нагружения зависимости 13{р) остаются
важным критерием сравнительной ударноволновой чувствитель-
ности заряда ВВ.
Энергетический критерий. В литературе широко обсужда-
ется концепция критической энергии. Аналитическая форма энер-
гетического критерия может быть записана в виде
рШи = СОП81 ИЛИ р21н /(Рвв^Оув) = СОП81,
где р — давление ударноволнового нагружения ВВ; 1и — время
действия давления; /)ув — скорость распространения ударной
волны в ВВ при давлении р\ и — массовая скорость. При слабом
изменении значения /)ув вторая форма энергетического критерия
преобразуется в обычно используемую форму р21н = сопз!.
Для прямоугольного импульса давления, действующего на
поверхность ВВ, энергетический критерий представляет собой
работу, совершенную приложенным давлением при одномерном
нагружении. При нагружении скоростным ударником параметры
р и и отождествляются с давлением и массовой скоростью на
границе раздела ударник — ВВ в течение промежутка времени /н-
Некоторыми исследователями показано, что критерий рШн = соп81
удовлетворительно описывает экспериментальные данные в об-
ласти малых значений /н при относительно высоких давлениях р.
При больших значениях 1Н энергетический критерий не выполня-
ется. Процесс ударноволнового возбуждения детонации в зави-
симости от значения р может быть условно разделен на три ста-
дии. При р < р\ химические реакции протекают медленно и для
их ускорения требуется длительное время. Следствие этого —
потери энергии в очагах разогрева ВВ и увеличение значения
критической энергии. Напротив, если р > р2, то происходит бы-
строе химическое превращение и быстро уменьшается время про-
текания химической реакции. В этом случае можно ожидать
уменьшения значения критической энергии. В промежуточной об-
ласти значений давления р (р\ < р < рг) возбуждение детонаций
510

происходит, вероятно, при приблизительно постоянном значении
критической энергии. Энергетический критерий не отражает экс-
периментально выявленного эффекта размера частиц и плотности
ВВ. Вопрос о том, какую стадию процесса ударноволнового воз-
буждения детонации отражает энергетический критерий, являет-
ся дискуссионным. Согласно данным работы [19] энергетический
критерий р21н = СОП81 коррелирует с ускорением химического раз-
ложения ВВ и возбуждением детонации. Напротив, авторы рабо-
ты [23] считают, что энергетический критерий достаточно хоро-
шо описывает начальную стадию процесса — воспламенение.
Неоднозначность толкования лишний раз подчеркивает слож-
ность рассматриваемого процесса. Кроме плотности и размера
частиц ВВ на критическую энергию возбуждения детонации ока-
зывают влияние и другие факторы, такие, как наличие инертных
и химически активных добавок, начальная температура и т. д. В
общем случае изменение физических и химических свойств ВВ, а
также структуры заряда ВВ приводит к изменению критической
энергии возбуждения детонации.
Отметим, что критерии, в основе которых лежит концепция
кинетической энергии, строго говоря, применимы только для прямо-
угольного импульса давления. Несмотря на очевидную ограничен-
ность критерия кинетической энергии, он, безусловно, полезен и ва-
жен для практики, так как позволяет при ограниченной эксперимен-
тальной информации оценить или приближенно предсказать
результат воздействия ударноволновой нагрузки на ВВ.
В работе [4] описана попытка использовать в качестве энер-
гетического критерия приращение удельной внутренней энергии
ВВ, сжатого ударной волной,
Фактически этот критерий эквивалентен критерию критического
давления возбуждения детонации [11, 20]. Однако он хуже согла-
суется с экспериментальными результатами, чем энергетический
критерий /?2/н = сопз!.
Критерий минимального инициирующего импульса. В
предположении, что существует некоторый минимальный ини-
циирующий импульс, который необходимо сообщить ВВ, чтобы
начались процессы, приводящие к возбуждению детонации, пред-
511

ложены три новые формы критериев ударноволнового возбужде-
ния детонации, в которые преобразуется энергетический критерий:
(ри-Р^тт)'= <*>*&>
(р2-р1ш)*=<***->
(Р-Рсы)2
Рвв^
/ = сопб!,
где/?т1п — минимальное значение давления, при котором еще про-
исходит возбуждение детонации; ит\п — соответствующее значе-
нию рт\п минимальное значение массовой скорости; рсхл — давле-
ние схлопывания пор. Третья форма критерия учитывает механи-
ческую прочность ВВ, которую следует принимать во внимание в
случае слабых ударных волн, распространяющихся в ВВ.
Еще одна форма критерия на основе концепции минималь-
ного инициирующего импульса выражается через массовую ско-
рость и имеет вид
[(« - "пл )2 " (ИтШ " "пл )2 ]' = СОП81,
где и > ит\п > ипл; ит\п — минимальное значение массовой скоро-
сти, способной вызвать детонацию; ипл — массовая скорость при
напряжении на фронте ударной волны, распространяющейся в ВВ,
равном динамическому пределу текучести. Значение ипл учитыва-
ется в случае слабых ударных волн.
11.4. Некоторые взрывные методы
разборки боеприпасов
В настоящее время известны несколько способов уничтоже-
ния и разборки боеприпасов:
— уничтожение непригодных ВВ путем растворения в аг-
рессивных средах;
— уничтожение боеприпасов, расположенных в грунте, пу-
тем подрыва накладных зарядов ВВ;
— разборка боеприпасов с помощью УКЗ;
512

Рис. 11.14. Схема взрывной установки для разрезания обтекателей бое-
вых частей:
1 — гнезда для установки боевых частей; 2 — барабан; 3 — нож; 4 — поршень;
5 — разгонный отсек; 6 — ВГД
— разрушение деталей, изготовленных из ВВ, с помощью
клиньев, внедряемых при детонации небольших навесок ВВ;
— разрезание корпусов боеприпасов с помощью резцов на
дистанционно управляемых станках;
— нейтрализация ВВ в различных химических средах;
— выплавление ВВ типа ТНТ и др.
В РФЯЦ—ВНИИЭФ разработаны взрывные методы раз-
борки боеприпасов с помощью специальных взрывных устано-
вок, позволяющих дистанционно разрезать корпуса боеприпасов и
извлекать ВВ. Конструкция одной из них представлена на рис. 11.14
[12, 17]. Взрывная установка предназначена для дистанционного
разрезания обтекателей боевых частей с целью извлечения пора-
жающих элементов, изготовленных из обедненного урана (унич-
тожение таких боевых частей их подрывом невозможно по сооб-
ражениям экологии). Одновременно осуществляется разрезание
обтекателей пяти боевых частей. Рабочие инструменты (ножи) 3,
закрепленные на поршне 4, приводятся в движение продуктами
детонации, образующимися в камере ВГД 6 (масса заряда ВВ
3...5 г). В разгонном отсеке 5 имеются пять пазов, обеспечиваю-
щих направленное движение ножей. В конце разгонного отсека
размещен барабан 2 с пятью гнездами 1 для установки боевых
частей. Все стальные детали взрывной установки, имеющие кон-
такт с ВВ, омеднены. Замена барабанов позволяет проводить раз-
17 — 1483
513

Рис. 11.15. Взрывная установка для разрезания обтекателей боевых частей
борку боевых частей различных видов. В корпусе разгонного от-
сека устанавливаются электромагнитные датчики для фиксации
промежутка времени, в течение которого нож проходит базовое
расстояние 100 мм.
На рис. 11.15—11.18 представлены различные типа взрыв-
ных установок для разборки боевых частей и результаты их дей-
ствия.
Рис. 11.16. Разрезанные кожухи боевых частей
514

Рис. 11.17. Взрывная установка для разборки кумулятивных зарядов
Другой метод разборки боеприпасов основан на разрезании
корпусных деталей с помощью УКЗ марки 2ТСн [8]. Эффектив-
ность действия УКЗ в металлической оболочке оценивается по его
пробивной способности, которая зависит от компонентного соста-
ва и удельной массы ВВ; материала, формы и толщины облицовки
кумулятивной выемки; материала и толщины оболочки; геометри-
ческих размеров УКЗ; расстояния от УКЗ до преграды Р\ плотно-
сти и прочностных характеристик преграды.
Для решения практических задач определяющим парамет-
ром УКЗ является его эффективная пробивная способность I, оп-
Рис. 11.18. Детали разобранного кумулятивного заряда
17* 515

ределяемая суммой значений глубины внедрения кумулятивной
струи в преграду /,рез и толщины отколовшегося слоя с тыльной
стороны преграды Ьотк. Для преград из конструкционных материа-
лов Ьотк = (0,05...0Д5)1рез. При уменьшении расстояния между
УКЗ и преградой эффект откола возрастает, а при увеличении —
снижается.
Перед разборкой боеприпасов с помощью УКЗ с высокой
точностью определяют эффективную пробивную способность за-
ряда, оптимальное расстояние от заряда до преграды, материал и
толщину разрезаемой преграды. Знание этих параметров позволяет
подобрать требуемый диаметр УКЗ, при использовании которого
ударное, термическое и осколочное воздействия кумулятивной
струи на запреградные детали конструкции будут минимальными
и безопасными для ВВ.
При определении эффективной пробивной способности
промышленных УКЗ получены зависимости Ь{Р) для УКЗ различ-
ных диаметров, используемых для разрезания преград из разных
конструкционных материалов. Некоторые экспериментальные за-
висимости Ь{Р) приведены в гл. 8.
При использовании УКЗ в качестве инструмента для разреза-
ния корпусных деталей боеприпасов следует обратить внимание на
конструктивные особенности боеприпаса и определить оптималь-
ную схему разрезания, по возможности исключающую прямое воз-
действие кумулятивной струи на детали, изготовленные из ВВ. Зна-
ние особенностей боеприпаса, оптимальной схемы разрезания
корпусных деталей и подбор диаметра УКЗ позволяют провести
разборку боеприпаса без разрушения деталей, изготовленных из
ВВ, и нарушения герметичности контейнеров, содержащих радио-
активные токсичные материалы. В качестве примера на рис. 11.19
показана боевая часть, разобранная с помощью УКЗ.
Одним из используемых методов разборки боеприпасов яв-
ляется взрывной метод дистанционного разрушения деталей, изго-
товленных из ВВ [14]. Метод основан на теории хрупкого разру-
шения тела при зарождении и самопроизвольном распространении
в нем трещин, поскольку большинство ВВ по своим механическим
характеристикам близки к хрупким материалам. Сущность метода
заключается в том, что в деталях, изготовленных из штатных ВВ, с
помощью специальных стальных омедненных клиньев, разгоняе-
мых взрывом, создаются условия для зарождения начальных тре-
516

Рис. 11.19. Боевая часть, разобранная с помощью У КЗ
щин, самопроизвольное распространение которых в сторону бли-
жайшей поверхности, свободной от напряжения сжатия, приводит
к разрушению этих деталей. Зарождение и распространение тре-
щин происходит в соответствии с положениями теории хрупкого
разрушения линейной механики разрушения.
Разрушение детали наступает в том случае, если коэффициент
интенсивности напряжений К равен динамическому критическому
коэффициенту интенсивности напряжений, при котором происхо-
дит зарождение трещины, или больше его: КЖи. В рамках ди-
намической линейной механики разрушения параметр К\^ одно-
значно связан с размером критического раскрытия трещины и
удельной поверхностной энергией разрушения, а коэффициент К
определяет интенсивность напряжений в окрестности вершины
трещины и однозначно связанную с ним скорость стока упругой
энергии С\ в вершину трещины, которую рассчитывают по формуле
где Е и V — модуль Юнга и коэффициент Пуассона материала. Усло-
вием начала разрушения детали является равенство скорости стока
упругой энергии С\ удвоенной эффективной поверхностной энер-
гии разрушения у*: С\= 2у*.
517

При динамическом распространении (росте) трещины поле
динамических напряжений ст/Д/), связанных с вершиной трещины,
определяется из выражения
*//(') =
-//у(а1>а2>е)'
/2яг
где г, 0 — координаты точки в полярной системе координат, свя-
занной с вершиной трещины; К^ — динамический критический
коэффициент интенсивности напряжений; / — время развития
трещины, а параметры аь (*2 зависят от скорости распространения
трещины ьтр и скоростей продольной (с/) и поперечной (с,) волн:
а,
ч/
1-
\с1 ;
а2=,|1-
тр
» С
Известны теоретические решения задачи о динамическом росте
трещин для пластины, подвергнутой растягивающим напряжени-
ям, для расклиниваемой балки и ряда других частных случаев. Все
решения дают значение максимальной скорости распространения
трещины утр тах = <?я, где ся — скорость поверхностной волны Рэ-
лея. При этом в случае динамического роста трещины выражение
для С\ имеет вид
с,=
1-у ,
-тг-Д%Ж,^
где функция ^(г^тр) = 1 при утр = 0 и монотонно возрастает с увели-
чением значения г;^, становясь неограниченной при утр = с*. При
высокой скорости распространения трещины возможно ее ветвле-
ние [7].
Для обеспечения требований безопасности при проведении
операции разрушения детали, изготовленной из ВВ, следует стре-
миться к разрушению со сравнительно невысокой скоростью рас-
пространения трещины. Такой режим можно обеспечить, приме-
няя взрывной метод дистанционного разрушения. Для расчета ос-
518

новных параметров процесса раз-
рушения используется уравнение
энергетического баланса, которое
при отсутствии теплообмена в диф-
ференциальной форме имеет вид
а/.
^ ~ ^упр + ^кин
+ 2у*-
тр
ы
'тртт
Рис. 11.20. Зависимость эффек-
тивной поверхностной энергии
разрушения от начальной ско-
рости распространения трещи-
ны для твердых ВВ
где А — работа внешних сил;
^упр— упругая энергия тела;
Ёкш — кинетическая энергия (точ-
ки над буквами означают диффе-
ренцирование по времени); у* —
эффективная поверхностная энер-
гия разрушения; 1^ — длина трещины. При этом считается, что дис-
сипативные (гистерезисные) потери на деформирование материала
отсутствуют.
Для практического применения этой формулы необходимо
знать значение у*. Для ряда ВВ значения у* и связанные с ними
значения К\^ были определены в широких диапазонах значений
скорости нагружения и скорости распространения трещины. Зави-
симость параметра у* от скорости распространения трещины для
исследованных ВВ показана на рис. 11.20.
Зависимость у*(^тР) характеризуется минимальной скоро-
стью устойчивого самопроизвольного распространения трещин утр тт
и скоростью распространения трещины 1>*р, соответствующей ми-
нимуму энергии разрушения у^п. Для исследованных ВВ было
получено ьтр тт = 20.. .40 м/с, а г>*р = 100... 150 м/с.
Очевидно, что вероятность несанкционированного взрыва
при разрушении деталей, изготовленных из ВВ, взрывным мето-
дом тем меньше, чем меньше скорость клина. Следовательно, на-
чальная скорость клина должна незначительно превышать ско-
рость утр т{п. Форма клина, общее количество клиньев и схема их
расположения зависят от конкретной задачи.
В 1980-е годы в РФЯЦ—ВНИИЭФ на стандартных шашках
размером 0 120x40 мм были проведены многочисленные экспе-
рименты по исследованию влияния скорости клина на раскалы-
519

о в
Рис. 11.21. Раскалывание деталей, изготовленных из твердых ВВ, с по-
мощью клиньев, разгоняемых взрывом:
а — эскиз клина с расположенным на нем взрывным устройством (пенопласт +
+ пластичное ВВ); б — образец, изготовленный из ВВ, с установленными клинь-
ями; в — расколотый образец
вание изготовленных из штатных ВВ деталей. Клинья устанавли-
вались на шашке и ориентировались лезвиями точно по прямой,
нанесенной на поверхности шашки (рис. 11.21). Скорость клиньев
изменялась в пределах 8,5...55,0 м/с.
Результаты этой серии экспериментов (20 опытов, 49 клинь-
ев) позволили определить, что минимальное значение начальной
скорости клина, при которой происходит гарантированное раска-
лывание деталей, изготовленных из штатных ВВ, составляет
16...25 м/с. При проведении этой серии опытов не было зарегист-
рировано ни одного случая возбуждения взрывного превращения
ВВ раскалываемых шашек.
520

Однако результаты указанной серии экспериментов с шашка-
ми сравнительно небольших размеров не могут быть представи-
тельными для реальных зарядов ВВ боеприпасов. Возможно появ-
ление масштабного эффекта статистической природы, суть которого
состоит в следующем. Возбуждение взрывного превращения ВВ
при ударном нагружении сравнительно небольшой интенсивности
происходит вследствие неоднородного разогрева ВВ в «горячих»
точках, количество и размеры которых зависят от объема детали,
изготовленной из ВВ. В связи с этим была проведена отработка ре-
жимов нагружения клиньев при разборке реальных зарядов штат-
ных ВВ боеприпасов (более 60 опытов, около 1000 клиньев). Ни в
одном из проведенных опытов не было зарегистрировано возбужде-
ние взрывного превращения ВВ. Гарантированное раскалывание
заряда ВВ при установке клиньев с шагом, равным диаметру кли-
на, происходило при начальной скорости клина 24...27 м/с.
Действенность взрывного метода дистанционного разруше-
ния была проверена в экспериментах с изготовленными из ВВ
крупногабаритными полусферическими деталями (масса — более
200 кг, толщина — более 200 мм) с целью получения фрагментов
различных частей детали для определения разноплотности.
С помощью взрывного метода дистанционного разрушения
изготовленных из ВВ деталей в 1982 г. на Семипалатинском поли-
гоне был разобран аварийный ядерный заряд. Применение этого
метода впервые в практике разборки аварийных ядерных зарядов
обеспечило в заданном режиме ударно-механическое разрушение
деталей, изготовленных из ВВ, без их взрыва, без повреждения кон-
струкции и нарушения герметичности узла, содержащего делящиеся
материалы.
11.5. Взрывные методы уничтожения боеприпасов
без возбуждения детонации в их снаряжении
с помощью кумулятивных зарядов
11.5.1. Общая характеристика проблемы
До настоящего времени основным способом разминирова-
ния или уничтожения различных боеприпасов (взрывных уст-
ройств), в том числе и мин, остается их уничтожение путем под-
521

рыва накладных зарядов ВВ, приводящего к возбуждению детона-
ции в снаряжении боеприпасов. Однако уничтожение боеприпасов
таким способом оказывает достаточно интенсивное отрицательное
воздействие на окружающую среду, ведет к разрушению дорог,
зданий и сооружений, расположенных вблизи места проведения
работ. В связи с этим актуальна разработка взрывных методов
уничтожения боеприпасов, основанных на возбуждении в их сна-
ряжении недетонационных НПВП, при протекании которых доста-
точно быстро реагирует в затухающем режиме небольшое количе-
ство ВВ (не более 5... 10 % ВВ всего заряда) [11, 12]. Этого коли-
чества прореагировавшего ВВ вполне достаточно для разделения
взрывного устройства на крупные фрагменты или для выброса за-
ряда ВВ из оболочки, в результате чего взрывное устройство ста-
новится неопасным. Малая доля разложения ВВ при НПВП в зна-
чительной степени ослабляет воздействие взрыва на окружающую
среду. Все это делает возбуждение НПВП в зарядах ВВ весьма
привлекательным способом бездетонационного уничтожения мин
и других взрывных устройств.
В практике разминирования нередки случаи, когда уничто-
жаемое взрывное устройство, расположенное в какой-либо среде
(грунт, вода, бетон и т. п.), по ряду причин нельзя извлечь на по-
верхность. Поэтому важно уметь инициировать необходимые ре-
жимы НПВП в зарядах ВВ, размещенных в той или иной плотной
среде. Как показывают экспериментальные исследования, исполь-
зование штатных накладных зарядов ВВ для разминирования за-
глубленных взрывных устройств довольно часто не приводит к их
гарантированному уничтожению. Нужны другие способы воздей-
ствия на заряды ВВ, обладающие существенно большей иниции-
рующей способностью.
Согласно данным работы [9] наиболее перспективным и
универсальным способом дистанционного возбуждения НПВП в
зарядах ВВ, заключенных в оболочку и размещенных в плотной
среде, является воздействие металлических кумулятивных струй.
Высокоскоростные металлические кумулятивные струи обладают
высокой проникающей и инициирующей способностью, что по-
зволяет оказывать воздействие на взрывные устройства, находя-
щиеся в плотной среде или за отсекающими (экранирующими)
преградами даже на достаточно больших расстояниях от места
формирования струи. При этом существуют физически обосно-
522

ванные способы управления инициирующей способностью гради-
ентных кумулятивных струй, благодаря чему в зарядах ВВ можно
инициировать необходимые режимы НПВП.
В этом разделе представлены результаты испытаний взрыв-
ной технологии бездетонационного разминирования противотан-
ковых и противопехотных мин с помощью малогабаритных куму-
лятивных зарядов.
11.5.2. Физические основы технологии разминирования
с помощью кумулятивных зарядов
Процесс проникания кумулятивной струи в любую среду
разделяется на короткую начальную ударноволновую стадию и
длительную стадию квазистационарного проникания [20]. Началь-
ная ударноволновая стадия характеризуется очень высоким давле-
нием (—100 ГПа), в то время как на стадии квазистационарного
проникания давление в 5—6 раз меньше. При воздействии кумуля-
тивной струи на безоболочечные заряды ВВ всегда на начальной
ударноволновои стадии в заряде ВВ в области действия высоко-
скоростных элементов кумулятивной струи формируется детона-
ционный очаг с высокими значениями параметров пересжатой де-
тонации. Если его размеры равны критическому диаметру заряда
ВВ или превышают его, то взрывное превращение в форме дето-
нации распространяется на весь заряд ВВ. Именно благодаря на-
личию начальной ударноволновои стадии с высоким давлением
кумулятивные струи обладают высокой инициирующей способно-
стью, которая определяется параметром Хельда IV = ^кс^кс
(^кс ^кс — скорость и диаметр элементов кумулятивной струи,
воздействующих на заряд ВВ) [20]. При воздействии кумулятив-
ной струи на безоболочечный заряд ВВ критерием возбуждения
детонации на начальной ударноволновои стадии является неравен-
ство IV > РГКр, где №кр — критическое значение параметра Хельда,
характеризующее чувствительность заряда ВВ к воздействию ку-
мулятивной струи на начальной ударноволновои стадии. Значения
РРкр для ряда ВВ приведены в работе [20].
На стадии квазистационарного проникания инициирующая
способность кумулятивных струй вследствие их малого диаметра
и относительно невысокого давления нагружения гораздо ниже.
Для возбуждения детонации на этой стадии кумулятивная струя
523

должна обладать существенно большей инициирующей способно-
стью, т. е. намного большим должно быть значение параметра
Хельда. Соответствующее критическое значение параметра Хель-
да ^рац в первом приближении можно оценить с помощью соот-
ношения №Цт
кр
(1,8...2,2)^Кр. Поэтому для предотвращения воз-
буждения детонации ВВ при воздействии кумулятивной струи на
заряд ВВ в большинстве случаев достаточно исключить из процес-
са их взаимодействия начальную ударноволновую стадию. Это
достигается с помощью экранирования заряда ВВ отсекающей пре-
градой достаточной толщины или путем его размещения в плотной
среде [20].
Для разминирования взрывных устройств в бездетонацион-
ном режиме основной интерес представляет возбуждение НПВП
на стадии квазистационарного проникания кумулятивной струи в
заряд ВВ. Для этого необходимо обеспечить воздействие на заряд
ВВ тех элементов кумулятивной струи,
у которых значение параметра Хельда
не превышает значения №™ц. В этом
случае разложение ВВ в затухающем
режиме будет происходить вдоль тра-
ектории кумулятивной струи. Обра-
зующиеся при этом газообразные про-
дукты разложения ВВ будут изнутри
нагружать взрывное устройство. При
превышении предела прочности (вре-
менного сопротивления) произойдет
разрушение взрывного устройства или
выброс заряда ВВ из оболочки. Интен-
сивность процесса разрушения взрыв-
ного устройства будет зависеть от ре-
жима НПВП, определяемого количе-
ством прореагировавшего ВВ.
Возможность инициирования в
уничтожаемых зарядах ВВ необходи-
мого режима НПВП обеспечивается
замечательной особенностью гради-
ентных кумулятивных струй, заклю-
Рис. 11.22. Схема установки
кумулятивного заряда, ис-
пользуемого для размини-
рования взрывного устрой-
ства:
1 — кумулятивный заряд; 2 —
установочная трубка; 3 — от-
секающая преграда; 4 — слой
грунта; 5 — оболочка взрыв-
ного устройства; 6 — заряд ВВ
взрывного устройства
524

чающейся в том, что инициирующая способность различных эле-
ментов кумулятивной струи изменяется в широких пределах — от
чрезвычайно высокой у высокоскоростных элементов головной час-
ти струи до относительно невысокой у низкоскоростных элементов
хвостовой части струи. Для реализации технологии бездетонацион-
ного разминирования остается спроектировать кумулятивный заряд
и выбрать условия его применения таким образом, чтобы на унич-
тожаемый заряд ВВ воздействовали элементы кумулятивной струи
с требуемым значением параметра Хельда. Это обеспечивается кон-
струкцией кумулятивного заряда, оптимальным расстоянием Г от
кумулятивного заряда до отсекающей преграды и выбором необхо-
димой толщины Я отсекающей преграды. Принципиальная схема
установки кумулятивного заряда, используемого для разминирова-
ния взрывного устройства, приведена на рис. 11.22.
Возможность регулирования инициирующей способности
кумулятивной струи с помощью отсекающей преграды позволяет
использовать кумулятивный заряд в качестве универсального
средства для разминирования различных взрывных устройств, ус-
тановленных как на поверхности грунта, так и с заглублением в
грунт.
11.5.3. Лабораторные испытания
взрывной технологии разминирования
Первоначально процесс возбуждения НПВП в зарядах ВВ
при воздействии на них кумулятивных струй исследовался на ма-
кетах взрывных устройств (рис. 11.23) с использованием малога-
баритных кумулятивных зарядов
КЗ-36С, КЗ-36 и КЗ-33, конструк-
ции которых приведены на
рис. 11.24. В первой серии экспе-
риментов исследовалось воздейст-
вие кумулятивных струй на откры-
тые макеты (т. е. установленные
на поверхности грунта). Макеты
взрывных устройств снаряжались
литыми зарядами ТГ 40/60 (плот-
Рис. 11.23. Макет взрывного уст- «ость — 1,67 г/см3; масса — 164 г)
ройства и ТНТ (плотность — 1,58 г/см3;
525

а б в
Рис. 11.24. Конструкции малогабаритных кумулятивных зарядов, исполь-
зуемых для разминирования:
а — заряд КЗ-36С; б — заряд КЗ-36; в — заряд КЗ-33
масса — 155 г). О характере возникающих при воздействии куму-
лятивных струй режимов НПВП судили по состоянию заряда ВВ и
оболочки. Интенсивность воздействия кумулятивных струй регу-
лировалась толщиной отсекающей преграды.
Анализ полученных результатов показывает, что воздейст-
вие кумулятивных струй на макеты взрывных устройств через от-
секающие преграды разной толщины приводит к инициированию
следующих режимов НПВП [9].
Первый режим НПВП: пробивание заряда ВВ, не сопровож-
дающееся его разрушением и выбросом из оболочки, на стенках
образующейся каверны обнаруживаются следы химического раз-
ложения ВВ.
Второй режим НПВП: разложение ВВ вдоль траектории
кумулятивной струи, разрушение заряда ВВ и выброс его из обо-
лочки, раздутие оболочки (рис. 11.25, а).
Третий режим НПВП: разложение ВВ в некоторой цилинд-
рической области вдоль траектории кумулятивной струи, разделе-
ние заряда ВВ и оболочки на достаточно крупные фрагменты
(рис. 11.25,6).
Четвертый режим НПВП: детонационно-подобный режим
НПВП, сопровождающийся разделением оболочки на мелкие вы-
сокоскоростные осколки (рис. 11.25, в).
526

Рис. 11.25. Характерные ответные реакции макетов взрывных устройств, сна-
ряженных литыми зарядами ТГ 40/60, на воздействие кумулятивных зарядов:
а — КЗ-33, Я = 26 мм (второй режим НПВП); б — КЗ-33, Я = 18 мм (третий ре-
жим НПВП); в — КЗ-33, Я = 12 мм (четвертый режим НПВП)
527

Для гарантированного уничтожения реального взрывного
устройства с минимальными последствиями для окружающей сре-
ды в наибольшей степени подходит третий режим НПВП. Возни-
кает вопрос: насколько надежно он может быть реализован? Ока-
залось, что в макете взрывного устройства, снаряженном литым
зарядом ТГ 40/60, инициирование необходимого режима НПВП в
случае воздействия кумулятивного заряда КЗ-33 осуществляется
при толщине стальной отсекающей преграды Н = 12...26 мм, что
характеризует высокую надежность инициирования требуемого
режима НПВП.
В менее чувствительном литом заряде ТНТ кумулятивный
заряд КЗ-33 инициирует только второй режим НПВП. Более мощ-
ный лабораторный кумулятивный заряд КЗ-36 инициирует четвер-
тый режим НПВП. Для инициирования третьего режима НПВП
необходимо использовать отсекающую преграду.
Во второй серии экспериментов исследовалось воздействие
кумулятивных струй на макеты мин, установленные с заглублени-
ем в грунт. В качестве грунта использовали увлажненный песок
плотностью около 1,6 г/см3. В экспериментах изменялись глу-
бина к размещения макета мины в песке, толщина Н и материал
отсекающей преграды, расстояние Г от кумулятивного заряда до
преграды. Было установлено, что ответные реакции заглубленных
макетов на воздействие кумулятивных струй такие же, что и при
воздействии кумулятивных струй на открытые макеты. При тол-
щине слоя песка 100 мм в отсутствие отсекающей преграды куму-
лятивный заряд КЗ-33 пробивает исследуемый заряд ВВ, но вы-
брос его из оболочки не происходит. В заряде ВВ образуется ци-
линдрическая каверна диаметром около 15 мм с" оплавленной
поверхностью, наблюдаются трещины и зачерненные следы затух-
шей химической реакции.
При воздействии кумулятивных струй более мощных куму-
лятивных зарядов КЗ-36 и КЗ-36С на макеты мин, снаряженные
литыми зарядами ТГ 40/60, третий режим НПВП, сопровождаю-
щийся разделением оболочки на крупные фрагменты, реализуется
при толщине слоя песка до 200 мм.
Следует отметить, что весьма эффектный тип ответной ре-
акции, сопровождающейся разворотом цилиндрической оболочки
в полосу, оказывается очень чувствительным к толщине Н и мате-
риалу отсекающей преграды и к расстоянию Р от кумулятивного
528

заряда до преграды. Как показывают полученные результаты, не-
большое изменение этих характеристик приводит либо ко второму
типу ответной реакции, либо к четвертому (номер типа ответной
реакции соответствует номеру режима НПВП).
Значительно устойчивее реализуется второй режим НПВП.
При разминировании взрывных устройств с высокопрочными и
прочными оболочками инициирования второго режима НПВП
вполне достаточно для их полного разрушения. Более того, именно
второй тип ответной реакции обеспечивает разминирование с ми-
нимальным поражающим действием. Однако при разминировании
взрывных устройств с малопрочными оболочками остается опасе-
ние, что второй тип ответной реакции приведет лишь к их локаль-
ному разрушению.
В макетах мин, снаряженных литыми зарядами ТНТ, при
воздействии кумулятивных струй кумулятивных зарядов КЗ-36С
третий режим НПВП инициируется лишь в отсутствие отсекаю-
щей преграды при толщине экранирующего слоя песка к < 100 мм
и установке кумулятивного заряда на расстоянии Р = 70 мм от по-
верхности песка. При большем значении к или меньшем значении
Г в зарядах ТНТ инициируется второй режим НПВП.
Таким образом, лабораторные испытания свидетельствуют о
принципиальной возможности практического использования ку-
мулятивных зарядов для разминирования взрывных устройств без
возбуждения детонации в их снаряжении. Для окончательного вы-
вода были проведены натурные испытания с реальными взрывны-
ми устройствами, в качестве которых использовались некоторые
образцы противотанковых и противопехотных мин.
11.5.4. Полигонные испытания
взрывной технологии разминирования
Разминированию подвергались противотанковые мины
ТМ-62М, ТМ-62ПЗ, ПТМ-3 и противопехотная мина ОЗМ-72. Их
основные характеристики приведены в работе [18]. Для размини-
рования использовались те же кумулятивные заряды, что и в лабо-
раторных испытаниях (см. рис. 11.24), но объединенные общим
корпусом с установочной трубкой и отсекающей преградой.
Результаты испытаний по разминированию мин ТМ-62М,
ТМ-62ПЗ [10]. Воздействию кумулятивных струй подвергались
529

мины, наполненные взрывчатым составом ТГА, состоящим из
ТНТ, гексогена и алюминия. Отличительной особенностью этих
мин является тонкий малопрочный металлический или пластмас-
совый корпус. В процессе испытаний были получены следующие
результаты.
1. При воздействии на мину кумулятивного заряда КЗ-36
(Р= 55...60 мм, к = 60...70 мм, Н < 5 мм, материал отсекающей
преграды — сталь) в заряде ВВ мины возбуждается детонация.
При этом в грунте (глина) образуется воронка размером 0 3,0 х 1,5 м.
2. При воздействии кумулятивных зарядов КЗ-33 на мины
ТМ-62М (при тех же условиях) в 18 проведенных опытах были
получены следующие типы ответных реакций: 1) локальное раз-
рушение мины (объем разрушения — до 10 % объема мины) — в
шести опытах (рис. 11.26, а); 2) локальное разрушение мины (объ-
ем разрушения — до 20 % объема мины) — в шести опытах
(рис. 11.26, б); 3) полное разрушение мины без возбуждения де-
тонации — в двух опытах (рис. 11.26, в); 4) горение заряда ВВ ми-
ны — в четырех опытах.
3. При толщине стальной отсекающей преграды более 5 мм
при воздействии кумулятивных зарядов КЗ-33 на мины ТМ-62М и
ТМ-62ПЗ в зарядах ВВ мин инициируется первый режим НПВП и
пробивается сквозное отверстие диаметром 20...30 мм.
4. При увеличении до 80 мм расстояния от кумулятивного
заряда КЗ-33 до отсекающей преграды инициирующая способ-
ность кумулятивной струи возрастает — в заряде ВВ мины ини-
циируется интенсивный четвертый режим НПВП.
В результате проведенных испытаний было установлено, что
при воздействии малогабаритных кумулятивных зарядов на мины
ТМ-62М наиболее характерным недетонационным типом ответной
реакции является локальное разрушение мины с объемом разру-
шения, не достаточным для того, чтобы считать мину размини-
рованной.
В процессе поиска подходящих вариантов взрывных техноло-
гий более надежного разминирования было решено использовать
для полного разрушения мины без возбуждения детонации в ее сна-
ряжении одновременное воздействие на нее нескольких (двух или
трех) кумулятивных зарядов, каждый из которых обеспечивает
лишь локальное разрушение мины без возбуждения детонации [10].
Усиление разрушающей способности нескольких кумулятивных
530

Рис. 11.26. Воздействие кумулятивных зарядов КЗ-33 на мины ТМ-62М:
а — ответная реакция первого типа; б — ответная реакция второго типа; в —
ответная реакция третьего типа
зарядов при их одновременном действии обусловливается не только
аддитивным эффектом сложения объемов разрушения, но и возник-
новением дополнительных поверхностей разрушения вследствие
интерференции разнонаправленных волн разрежения.
Отработка технологии разминирования при одновременном
действии двух кумулятивных зарядов осуществлялась с помощью
кумулятивных зарядов КЗ-33, изготовленных из взрывчатого со-
става на основе гексогена А-1Х-1, с медными облицовками кумуля-
531

тивных выемок и углами при вершинах 75°. Отсекающие преграды
изготовлялись из алюминиевого сплава и стали. Объектом испы-
таний служили мины ТМ-62М, наполненные взрывчатым составом
ТГА. В итоге получены следующие результаты.
1. Полное разрушение мины, установленной на поверхности
грунта, без возбуждения детонации при воздействии на нее одного
кумулятивного заряда обеспечивалось с вероятностью около 50 %
при толщине отсекающей преграды из алюминиевого сплава
20.. .25 мм и расстоянии от кумулятивного заряда до преграды 75 мм.
Альтернативным результатом воздействия было детонационно-
подобное взрывное превращение ВВ заряда мины. При замене от-
секающей преграды из алюминиевого сплава стальной преградой
толщиной 20 мм воздействие на мину одного кумулятивного заря-
да приводило к ее локальному разрушению. Объем разрушения
изменялся в пределах 20...50 %. В случае установки мины с за-
глублением в грунт, когда толщина экранирующего слоя грунта
составляла 50 мм, объем разрушения уменьшался до 10 %. В неко-
торых опытах происходило горение заряда ВВ мины.
2. Одновременное воздействие двух кумулятивных зарядов на
открытую мину при толщине стальной отсекающей преграды 20 мм
и расстоянии от кумулятивных зарядов до преграды 75 мм приво-
дило к полному разрушению мины во всех опытах (было проведе-
а б
Рис. 11.27. Разминирование мины ТМ-62М при одновременном воздей-
ствии на нее двух кумулятивных зарядов:
а — установка на мине двух кумулятивных зарядов; б — результат воздействия
кумулятивных зарядов
532

но 14 опытов). На рис. 11.27, а показаны два кумулятивных заряда,
установленные на мине, а на рис. 11.27, б — результат их дейст-
вия. Детонация от первого кумулятивного заряда ко второму пере-
давалась с помощью отрезка детонирующего шнура.
Проведенные испытания позволяют сделать вывод о воз-
можности достаточно надежного полного разрушения мин ТМ-62М
без возбуждения детонации в их снаряжении при одновременном
воздействии на них двух кумулятивных зарядов, каждый из кото-
рых вызывает лишь их локальное разрушение.
Результаты испытаний по разминированию мин ПТМ-3
[10]. Эти мины обладают достаточно прочным корпусом. Для улав-
ливания осколков и остатков ВВ они устанавливались в углубление в
грунте. При проведении испытаний было обнаружено следующее.
1. Воздействие на мину ПТМ-3 кумулятивного заряда КЗ-33
(Г = 55.. .60 мм, Н < 15 мм, материал отсекающей преграды — сталь)
ведет к возбуждению детонации в заряде ВВ мины. В грунте обра-
зуется воронка размером 0 1 х 1 м. Увеличение толщины отсе-
кающей преграды до 21,5 мм приводит к инициированию в заряде
ВВ мины четвертого режима НПВП и образованию воронки с ха-
рактерным размером около 0,5 м. Рядом с воронкой обнаружива-
ются сильно раздробленные остатки ВВ, корпус мины разделяется
на довольно крупные фрагменты.
а б
Рис. 11.28. Воздействие кумулятивного заряда КЗ-33 на мину ПТМ-3:
а — результат воздействия; б — вид пробитого корпуса мины
533

2. Разминирование мины ПТМ-3 без возбуждения детонации
в ее снаряжении обеспечивается при воздействии на плоские уча-
стки ее корпуса кумулятивного заряда КЗ-33, установленного на
расстоянии 60 мм от стальной отсекающей преграды толщиной
30...48 мм. Состояние корпуса мины ПТМ-3 после разминирова-
ния без возбуждения детонации показано на рис. 11.28.
Результаты испытаний по разминированию мин ОЗМ-72
[10]. Эти мины обладают массивным корпусом. Воздействие на
мину ОЗМ-72 кумулятивного заряда КЗ-33 {Р = 55...60 мм, Н =
= 20 мм, материал отсекающей преграды — сталь) приводит к
инициированию в заряде ВВ мины второго режима НПВП. На
рис. 11.29 представлены результаты двух опытов, в которых осу-
ществлялось воздействие кумулятивных зарядов КЗ-33 на установ-
ленные на поверхности грунта противопехотные мины ОЗМ-72.
При разрушении мин разлета поражающих элементов не про-
исходило.
На основании полученных результатов можно сделать вывод
о возможности практического использования малогабаритных ку-
мулятивных зарядов для разминирования мин без возбуждения
детонации в их снаряжении.
Рис.11.29. Результат воздействия кумулятивного заряда КЗ-33 на мины
ОЗМ-72:
а — разрушение корпуса мины (видна отброшенная крышка) и частичный выброс
заряда ВВ; б — более интенсивное разрушение мины с выбросом и частичным
разложением ВВ (видны почерневшие фрагменты ВВ)
534

Список литературы
1. Баталова М.В., Бахрах СМ., Зубарев В.Н. Возбуждение детонации в
гетерогенных ВВ ударными волнами // ФГВ. 1980. № 2.
2. Батьков Ю.В., Глушак Б.Л., Новиков СА. Десенсибилизация прессо-
ванных взрывчатых составов на основе тротила, гексогена и октогена
при двукратном ударно-волновом нагружении // ФГВ. 1995. № 4.
3. Батьков Ю.В., Новиков СА., Фишман НД. Исследование напряже-
ний сдвига на фронте ударной волны в ВВ // ФГВ. 1981. № 3.
4. Васильев М.Я. Критическая энергия возбуждения взрыва ударом у
различных взрывчатых веществ // Детонация. Черноголовка: ОИХФ,
1980.
5. Глушак Б.Л., Новиков С.А., Вельский В.М. Возбуждение процесса де-
тонации в твердых гетерогенных взрывчатых веществах импульсны-
ми нагрузками: Обзор. Арзамас-16: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1993.
6. Голубев В.К., Новиков С.А., Соболев Ю.С. О влиянии нагрева на от-
кольное разрушение некоторых взрывчатых составов // ФГВ. 1995. № 5.
7. Еременко А.С., Новиков С.А., Погорелое АЛ. Исследование распро-
странения и взаимодействия быстрых трещин в органическом стекле //
ПМТФ. 1979. №4.
8. Жабицкий С.К., Лобанов В.Н., Новиков СА. и др. Решение проблем
экологической защиты при резке утилизируемых средств военной
техники // Тезисы докладов межотраслевых научных конференций,
совещаний, семинаров «Проблемы экологии при утилизации средств
военной техники». М.: ВНИИМИ, 1992.
9. Кобылкин И.Ф., Носенко НИ. Разработка взрывных способов унич-
тожения мин без возбуждения детонации в их снаряжении // Оборон-
ная техника. 2000. № 1—2.
10. Кобылкин И.Ф., Носенко НИ., Родионов И.А., Кравченко НВ.
Взрывное разминирование противотанковых и противопехотных мин
без возбуждения детонации в их снаряжении с помощью ку-
мулятивных зарядов // XIII Симпозиум по горению и взрыву: Тезисы
докладов. Черноголовка, 2005.
11. Кобылкин И.Ф., Селиванов В.В., Соловьев В.С., Сысоев Н.Н. Ударные
и детонационные волны. Методы исследования. 2-е изд., перераб. и
доп. М.: ФИЗМАТЛИТ, 2004.
12. Медведкин В.А., Лобанов В.Н, Новиков С.А. Взрывные установки для
разборки боеприпасов // Доклад на XXV Научно-технической конфе-
ренции «Проектирование систем». М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баума-
на, 1998.
13. Мейдер Ч. Численное моделирование детонации: Пер. с англ. М.:
Мир, 1985.
535

14. Новиков С А., Жабицкий С.К., Лобанов В.Н. и др. Взрывные методы
дистанционной разборки боеприпасов // Вопросы атомной науки и
техники. Сер. Физика ядерных реакторов. 1994. Вып. 2.
15. Новиков С А. Исследования поведения взрывчатых веществ при ин-
тенсивных ударных нагрузках // Вопросы атомной науки и техники.
Сер. Физика ядерных реакторов. 1995. Вып. 1—2.
16. Новиков С.А. Механические свойства твердых взрывчатых веществ
при интенсивных ударных нагрузках // Материалы Международной
конференции «Ударные волны в конденсированных средах». С.-Пе-
тербург, 12—17 июля 1998 г.
17. Пат. 2129251 РФ, МКИ Р 42 ВЗЗ/00. Установка для разрезания кор-
пусов боеприпасов / В.А. Медведкин // Изобретения. 1999. №11.
18. Растопшин ММ. Инженерные боеприпасы // Техника и вооружение.
1998. №8.
19. Соловьев В.С Ударно-волновое инициирование конденсированных
ВВ // Детонация. Черноголовка: ОИХФ, 1977.
20. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 1.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
21. Воу1е V., Зате$оп К., 8и1Шпо//М. Ое1епшпа1юп оГзЬоск Ни§опю18 йзг
8еуега1 сопёепзес! рЬазе ехр1о81Уе$ // Роигйг 8утро8шт (1п1егпа1юпа1)
оп Бейтайоп. \УЫ1е Оак, Магу1апс1, 1965.
22. Егктап У., Еа^агдз И. Сотрите апс! ехрептеп1а1 Ни§опю18 йг ипге-
ас1ес1 рогоиз Ы§Ь ехр1о81Уе8 // РоигЛ Зутрозшт (1п1егпа1;юпа1) оп
Ое1опа*юп. \УЬке Оак, Магу1ап<1, 1965.
23. Номге Р., Ргеу К., Тау1ог В. е1 а1. 8поск тМайоп апё сгШса1 епег^у соп-
сер1 // VII Зутрозшт оп Ое1опа1юп. 8ап Б1е§о, СаНпэгта, 1976.
24. ОИп%ег В., Саду Н. ТЬе Ьуёго81а11С сотргеззюп ог* ехр1о81уе8 апс1 йеХо-
пайоп ргос1ис18 Хо 10 ОРа (100 кЪагз) апс! !Ье1г са1си1а*ес1 зЬоск сот-
ргеззюп: гезиКз &г РЕТЫ, ТАТВ, С02 апс1 Н2 // VI 8утро8шт (1п1ета-
йопа1) оп Эеитайоп. 8ап В\е%о, СаНймша, 1976.
25. 8Игре й., Зоктоп У., }Уаскег1е 3. 8Ьоск тШайоп оГ ХТХ-8003 апс!
ргеззес! РЕТО // ]. Арр1. РЬуз. 1970. V. 41, N 9.
26. УУа$1еу К., УУа1кег Р. Эупалпс сотрге881Уе ЪеЬауюг оГ 81гат-га1е 8еп81-
йуе ро1усгу81а1Ипе ог§атс зоНск //1. Арр1. РЬуз. 1969. V. 40, N 6.

Часть V
ЗАЩИТА ОТ ДЕЙСТВИЯ ВЗРЫВА
Глава 12
Методы ослабления действия взрыва
и его локализации
12.1. Ослабление действия взрыва в воздухе
Взрыв заряда ВВ является чрезвычайно опасным явлением,
поскольку он сопровождается действием различных поражающих
факторов, могущих вызвать поражение персонала, проводящего
взрывные работы, а также повреждение или разрушение зданий,
сооружений и оборудования. В связи с этим технологические
взрывные работы, как правило, осуществляются либо в специаль-
ных защитных сооружениях — взрывных камерах, локализующих
действие взрыва, либо на специальных полигонах, имеющих на-
дежные защитные сооружения для персонала и оборудования. Од-
нако во многих практически важных случаях технологические
взрывные работы должны проводиться не в специальных услови-
ях, а в цехах и на стапелях машиностроительных, металлургиче-
ских и судостроительных производств, в непосредственной близо-
сти от зданий, сооружений, линий электропередачи, различных
трубопроводов, в охраняемых водоемах и т. п. В этих случаях тре-
буется применение специальных мер по ослаблению действия
взрыва до безопасного уровня.
Основными поражающими факторами взрыва являются
ударные волны, распространяющиеся в окружающей заряд ВВ
среде, и высокоскоростные фрагменты, образующиеся при разру-
шении оболочки заряда ВВ и объектов, расположенных в непо-
средственной близости от заряда ВВ. Опасность разлета высоко-
скоростных фрагментов можно свести к минимуму или исключить
вовсе путем применения взрывных устройств без металлических
оболочек, а при наличии последних — с помощью специальных
экранов, улавливающих осколки. Поэтому основным поражающим
537

фактором остаются ударные волны. Современные методы ослаб-
ления ударных волн рассмотрены в работах [8, 9]. В настоящей
главе представлен краткий обзор этих методов и соответствующих
физических механизмов ослабления ударных волн.
12.1.1. Ослабление действия взрыва в воздухе
с помощью оболочки из воды или песка
Одним из наиболее известных и простых приемов ослабле-
ния действия взрыва в воздухе является размещение заряда ВВ в
оболочке, материал которой под действием взрыва претерпевает
диспергирование (для краткости будем называть такую оболочку
диспергируемой). На практике это реализуется путем засыпки за-
ряда ВВ песком или размещения его в емкости с водой, ограни-
ченной оболочкой, не образующей при разрушении высокоскоро-
стных осколков. Последнему требованию удовлетворяют, напри-
мер, оболочки из резины и полиэтиленовой пленки. Чтобы понять
механизм ослабляющего действия диспергируемых оболочек, за-
пишем закон сохранения энергии для системы, состоящей из заря-
да ВВ, диспергируемой оболочки и воздуха [25]:
Е0=тввд = Ес+Евн+Ект+Етс+Е*:\ (12.1)
где Е0 = твв<2 — энергия, выделившаяся при взрыве заряда ВВ;
тВв — масса заряда; ^ — теплота взрыва; Ес — энергия, переданная
окружающей среде, в данном случае воздуху; Евн, Екин — внут-
ренняя и кинетическая энергии продуктов детонации; Едис — энер-
гия, диссипируемая при нагружении взрывом и ускорении диспер-
гируемой оболочки; Е°^нл — кинетическая энергия, приобретае-
мая материалом оболочки в процессе ее ускорения. На поздней
стадии расширения продуктов детонации их внутренняя энергия
по сравнению с другими составляющими энергии оказывается ма-
лой величиной и ею можно пренебречь, положив Евн = 0. Для ки-
нетической энергии продуктов детонации обычно используют со-
отношение [25]
ттУ2
где V — скорость оболочки; % — коэффициент, определяемый
распределением скорости продуктов детонации и симметрией обо-
538

лочки. Для линейного распределения скорости и сферической обо-
лочки ^ = 3/5. Кинетическая энергия оболочки массой Мравна
^обол = МУ2
кин ^
Значения диссипируемой энергии Едис зависят от большого
количества факторов, определяемых конкретными механизмами
диссипации. Например, при метании водяной оболочки основные
диссипативные потери энергии связаны с ударноволновым нагре-
вом жидкости на начальной стадии расширения продуктов детона-
ции и с ее последующим диспергированием. При метании оболоч-
ки из песка или какого-либо другого пористого сыпучего материа-
ла диссипативные потери энергии связаны с ударноволновым
сжатием пористого материала на начальной ударноволновой ста-
дии метания (см. гл. 6). Энергия взрыва рассеивается также при
истечении продуктов детонации через диспергируемую оболочку.
Для последующего анализа целесообразно ввести коэффициент
энергоемкости материала оболочки ХР, равный отношению дисси-
пируемой энергии Едис к кинетической энергии оболочки Е0^™.
Поскольку формирование ударной волны в воздухе проис-
ходит под действием энергии ЕС9 переданной окружающей среде,
то можно считать, что взрыв заряда ВВ, окруженного оболочкой,
эквивалентен взрыву безоболочечного заряда ВВ меньшей массы
твв> Равной т^ =Ес/(2. Из (12.1) для массы т^ с учетом при-
веденных выше соотношений нетрудно получить следующее вы-
ражение:
твв ~~ ^вв
1-*Г4+1±*
22Г 2Р ,
(12.2)
где р = гпвв/твод — относительная масса заряда ВВ. Для количе-
ственных оценок полученную зависимость использовать трудно,
поскольку заранее не известны значения V и Ч?9 однако с ее по-
мощью можно выполнить качественный анализ влияния основных
свойств защитной оболочки на эффективность ослабления дейст-
вия взрывных нагрузок. Так, при постоянной скорости метания
оболочки масса эквивалентного заряда уменьшается с увеличени-
539

АрЛИЫ\
4Г
И 2
Л
2Н
I х
01 г 1 1—2Ъь—г
10 20 30 40 50 60 ггт
Рис. 12.1. Зависимость избыточного давления на фронте ударной волны
от относительного расстояния при взрыве заряда ВВ:
1 — в воздухе; 2 — в тонкой алюминиевой оболочке; 3 — в воде, ограниченной
тонкой алюминиевой оболочкой
ем массы оболочки и энергоемкости ее материала 4х. На рис. 12.1
[8] приведены количественные данные об ослаблении амплитуды
ударной волны Ар водяной оболочкой радиусом гвод, окружающей
сферический заряд ТНТ массой 0,45 кг и радиусом гВв = 4 см. Во-
да удерживалась тонкой алюминиевой оболочкой. Исследовались
случаи, когда гвод/гвв = 1; 1,5; 2; 3; 4, что соответствовало сле-
дующим значениям отношения массы воды к массе заряда ВВ:
твод/тт = 0; 2,1; 5; 16,8; 40. Заштрихованная на рис. 12.1 полоса
значений 3 отвечает взрыву заряда ВВ, окруженного водяной обо-
лочкой. Нижняя граница полосы соответствует твол/твв = 40, а
верхняя — ^вод/твв = 2,1. Как следует из приведенных данных,
водяная оболочка эффективно ослабляет ударную волну в ближ-
ней зоне действия взрыва при г/гвв < 30...40, когда ударная волна
540

а б
Рис. 12.2. Возможные схемы (I—III) локализации взрыва (а) и зависимо-
сти коэффициента ослабления ударной волны по давлению для этих схем
от приведенного расстояния (б):
1 — эластичная оболочка; 2 — воздух; 3 — заряд ВВ; 4 — вода
является достаточно сильной. Эффект ослабления слабых ударных
волн в дальней зоне действия взрыва при г/гвв > 50 оказывается
несущественным.
Более эффективное ослабление ударной волны достигается
при наличии воздушного зазора между зарядом ВВ и водой или
другим диспергируемым материалом, помещаемым в тонкую эла-
стичную оболочку [8]. На рис. 12.2 показаны зависимости коэф-
фициента ослабления ударной волны по давлению К = Ар/Аро6ол
от приведенного расстояния г* = г/%]твв для разных схем локали-
зации взрыва. В качестве масштаба давления выбрана амплитуда
Аробол ударной волны, образующейся при взрыве заряда ВВ в на-
полненной воздухом эластичной оболочке, поскольку она на
10...20 % меньше, чем у безоболочечного заряда ВВ. Сведения об
ослаблении ударных волн по схеме III с воздушным зазором меж-
ду зарядом ВВ и водой (полоса III на рис. 12.2, б) получены в экс-
периментах, когда твод/твв « 50. Благодаря воздушному зазору
между зарядом ВВ и водой существенно уменьшается амплитуда
541

100
г «о
2
60
.-* 40
20
Е22222222223^ш
1.6 2,0 2 А г#.м/кН#
Рис. 12.3. Зависимости приве-
денного удельного импульса
избыточного давления фазы сжа-
тия ударной волны /„ =//^вв от
приведенного расстояния для
схем локализации взрыва I—III
(см. рис. 12.2, а)
ударной волны, первоначально
сжимающей водяную оболочку. С
одной стороны, это уменьшает
диссипативные потери энергии,
имеющие ударноволновую приро-
ду, а с другой — увеличивает вре-
мя существования водяной обо-
лочки в сплошном состоянии, по-
скольку уменьшается вероятность
кавитационного разрушения жид-
кости в волне разрежения, возни-
кающей после выхода ударной
волны на свободную поверхность
водяной оболочки. Более длитель-
ное существование водяной обо-
лочки в сплошном состоянии при-
водит к увеличению скорости ме-
тания оболочки V, что согласно
(12.2) вызывает уменьшение массы эквивалентного заряда т^.
При этом истечение продуктов детонации в защищаемую атмо-
сферу происходит на более поздних стадиях их расширения, что
также способствует более эффективному ослаблению ударных
волн, особенно в ближней зоне действия взрыва.
Интересны зависимости удельного импульса избыточного
давления фазы сжатия ударной волны от приведенного расстояния
для рассмотренных схем локализации взрыва (рис. 12.3 [8, 9]). За-
траты энергии взрыва заряда ВВ на сжатие и ускорение водяной
оболочки на начальной стадии расширения продуктов детонации
приводят к значительному уменьшению удельного импульса из-
быточного давления фазы сжатия ударной волны в ближней зоне
действия взрыва. С увеличением расстояния от заряда ВВ значе-
ния импульсов для всех схем локализации взрыва сближаются.
Это происходит потому, что на более поздних стадиях расширения
продуктов детонации водяная оболочка, будучи уже в дисперсном
состоянии и выполняя роль своеобразного газодинамического
поршня, способствует более медленному затуханию ударной вол-
ны и формированию более пологого профиля давления за фронтом
ударной волны. Вследствие дисперсного состояния водяной обо-
лочки происходит достаточно быстрый обмен импульсами между
542

кт=я
-------^еещ-
Рис. 12.4. Схема устройства жид-
костного локализатора взрыва
«Фонтан»:
1 — взрывное устройство; 2 — торо-
идальные емкости с жидкостью; 3 —
плоская емкость с жидкостью
оболочкой и воздухом, в резуль-
тате которого диспергируемая
оболочка тормозится. На всех
стадиях движения диспергируе-
мой водяной оболочки происхо-
дят необратимые потери энер-
гии, приводящие к нагреву как
материала оболочки, так и воз-
духа. Однако основную роль в
ослаблении ударной волны в
воздухе с помощью дисперги-
руемой жидкостной или порош-
кообразной оболочки играют
процессы обмена энергиями и
импульсами между продуктами
детонации, материалом оболочки и окружающим воздухом.
Описанные эффекты ослабления действия взрыва реализо-
ваны в ряде технических устройств — жидкостных локали-
заторах взрыва [21, 22]. Например, в НПО «Специальные мате-
риалы» (г. Санкт-Петербург) серийно изготовляются эффектив-
ные устройства защиты от взрыва «Фонтан» массой 11...55 кг,
снижающие фугасное действие взрыва зарядов ВВ массой
0,4... 1,0 кг до безопасного уровня на расстоянии 2.. .3 м от заряда
ВВ. Локализатор состоит из цилиндрической оболочки, образо-
ванной набором тороидальных резиновых емкостей со специаль-
ной жидкостью, и плоской емкости с жидкостью, закрывающей
оболочку сверху. С помощью чехла из ткани все эти элементы
конструктивно объединены в одно устройство, схема которого
приведена на рис. 12.4. Там же разработан и производится сбор-
ный шестисекционный локализатор в форме параллелепипеда
массой 165 кг, рассчитанный на локализацию взрыва заряда ВВ
массой до 5 кг.
Ослабление действия взрыва с помощью водяной оболочки
происходит при детонационном синтезе алмазов, когда для охлаж-
дения продуктов детонации заряды ВВ помещают в водяные обо-
лочки [11].

12.1.2. Ослабление действия взрыва в воздухе
с помощью экранов из пены и воздушно-водяных завес
Одним из эффективных способов ослабления действия взры-
ва в воздухе является окружение зарядов ВВ экранами из дисперс-
ных двухфазных газожидкостных систем, к которым относятся
пены и воздушно-капельные смеси. Рассмотрим вначале использо-
вание экранов из пены для ослабления воздушных ударных волн,
возникающих при взрыве зарядов ВВ.
Пена представляет собой газожидкостную систему, состоя-
щую из газа (воздуха) и пленок жидкости, образующих замкнутые
ячейки. Соотношение объемов пены Уп и образующей ее жидкости
Уж характеризуется величиной, называемой кратностью пены, Кп =
= Уп/Уж. Значение кратности пены может изменяться от несколь-
ких единиц до нескольких тысяч. Другой важной характеристикой
пены является ее структура, определяемая размером ячеек и тол-
щиной пленок жидкости. В простейшем случае, когда форма ячеек
близка к сферической, кратность пены связана с величинами, ха-
рактеризующими структуру пены, зависимостью
где 8 — средняя толщина пленок жидкости; д — средний диаметр
ячеек. Пена при одной и той же кратности может иметь разную
структуру. Средний размер ячеек воздушно-механической пены
может изменяться от десятых долей миллиметра до 10... 15 мм.
Пены издавна применяются для тушения пожаров и созда-
ния инертных сред в забоях угольных шахт перед проведением
взрывных работ [2]. Опытным путем установлено, что пены обла-
дают одной замечательной способностью: пены локализуют взрыв
вследствие сильного затухания в них ударных волн и улавливают
аэрозоли и пыль, образующиеся при взрыве. Теоретической осно-
вой создания устройств, локализующих взрыв с помощью пены,
является волновая динамика дисперсных многофазных газожидко-
стных систем [1, 12, 15, 17]. Ослабление ударной волны при про-
хождении через экран из пены определяется сложными процесса-
ми поглощения энергии ударной волны и ее трансформации, а
также релаксационными, дисперсионными и диссипативными эф-
фектами, сопровождающими ударноволновое сжатие пены.
544

Экспериментальные исследования [4, 7, 14, 19] показали, что
при взрыве заряда ВВ внутри пены время нарастания давления
ударной волны до максимума (т. е. ширина фронта волны) дости-
гает нескольких сотен микросекунд. Так, для пены с (Л « 2 мм и
8 = 6...25 мкм давление на фронте ударной волны плавно нараста-
ет до 1,2 МПа за время, примерно равное 300 мкс. Таким образом,
структура ударной волны, распространяющейся в пене, качествен-
но отличается от структуры ударной волны, распространяющейся
в газе. Плавное нарастание давления на фронте ударной волны оп-
ределяется наличием зоны релаксации параметров движения и со-
стояния двухфазной системы, в которой совершается обмен им-
пульсами и энергиями между газовой и жидкой фазами. Ширина
зоны релаксации зависит от времени разрушения пленок жидкости
и определяется ускорением и разогревом ее жидких частиц до ско-
рости и температуры газа.
Время разрушения пленок жидкости определяется временем
развития неустойчивости Рэлея — Тейлора. Вследствие разруше-
ния пленок жидкости образуется множество мелких капель со
средним размером, равным средней толщине пленок жидкости.
Время ускорения таких капель до скорости газа намного больше
времени разрушения пленок жидкости, и именно инерция капель
определяет длительность процесса релаксации параметров движе-
ния и состояния. Возможная коагуляция мелких капель способст-
вует увеличению зоны релаксации. Протекание релаксационных
процессов существенно усложняет задачу расчета распростране-
ния ударных волн в двухфазных средах.
Математическое описание течения двухфазной газожидкост-
ной среды (пены) чаще всего основывается на гомогенной модели,
согласно которой гетерогенная дисперсная смесь газа с жидкостью
рассматривается как некая однородная среда со средними значениями
температуры, плотности, давления и внутренней энергии. Полагая
жидкость несжимаемой, а ее теплоемкость постоянной и считая, что
газовая фаза подчиняется уравнению состояния совершенного газа,
уравнение состояния пены можно представить в виде [19]
рДГп-1)
где 8Ж — объемная доля жидкости в пене; рп — плотность пены;
Гп — эффективный показатель адиабаты пены. Эффект затухания
И 18—1483 545

ударной волны, связанный с межфазными взаимодействиями, в
результате которых тепловая энергия сжатого ударной волной га-
за, определяющая давление смеси, переходит в тепловую энергию
жидкости, не вносящую вклад в давление, описывается изменяю-
щимся во времени параметром Гп [4, 19], равным
Гп=Гп0-(у-Гп0)ехр-^-, (12.4)
*рел
где у — показатель адиабаты газовой фазы; Гп0 = у ^-с
!+УЛж<»г
равновесное значение показателя адиабаты смеси; г\ж и сог — со-
отношения массовых концентраций и теплоемкостей жидкой и
газовой фаз; 7рел — характерное время протекания релаксационных
процессов. Из (12.4) следует, что в непосредственной близости от
фронта ударной волны (т. е. при / -> 0) Гп = у, а вдали от фронта
(т. е. при I -> оо) Гп = Гпо < у. В общем случае эффективный пока-
затель адиабаты пены Гп зависит от глубины протекания релакса-
ционных процессов. Полагая, что в ударной волне определяющим
релаксационным процессом является контактный теплообмен ме-
жду разогретым газом и образовавшимися при разрушении пленок
жидкости капельками жидкости, время /рел можно определить сле-
дующим образом [19]:
, ^ Ржсж§2
рел~ 12А,Т '
где рж и Сж — плотность и теплоемкость пенообразующей жидко-
сти; Хт — теплопроводность газа. Для пен с еж = 0,01...0,15 сред-
няя толщина пленок жидкости 8 = 20...30 мкм, а следовательно,
'рел = 130...300 МКС.
В отличие от гомогенных систем в пенах возможно наличие
целого спектра структур ударных волн, генерация которых зависит
от соотношения характерных времен протекания релаксационных
процессов и процессов тепломассобмена [7, 9, 15]. Необходимо
отметить важную особенность пен, являющуюся следствием ре-
лаксационного характера их сжатия и состоящую в том, что их
ударноволновая сжимаемость значительно превышает сжимае-
мость воздуха [9, 15]. Относительное расположение ударных адиа-
546

Д/?4
(Гп+1)(1+Пж> У+[
Рис. 12.5. Взаимное расположение ударных адиабат жидкости (/), возду-
ха (2) и пены (3)
бат жидкости (еж = 1), воздуха (еж = 0) и пены (0 < еж < 1) показано
на рис. 12.5. Жидкость предполагается несжимаемой. В случае
сильных ударных волн в отсутствие фазовых переходов макси-
мальная плотность пены рп тах = 1/^Птт> достигаемая при ее удар-
новолновом сжатии, может быть определена так же, как максималь-
ная плотность сжатых ударной волной политропных сред [25]:
Рп Гп"!
Поскольку для пен г|ж « 10 и Гп0 < у, то при ударноволновом сжа-
тии максимальная плотность пены может многократно превышать
максимальную плотность воздуха, равную рвозд = (у + 1)/(у -1), где
Рвозд — плотность воздуха.
Количественным оценкам эффекта затухания ударной волны
в пене посвящен ряд экспериментальных и теоретических работ [4,
14, 18, 19]. На рис. 12.6, а приведены полученные авторами работ
[4, 14, 19] зависимости скорости распространения фронта ударной
волны от приведенного расстояния г„ = г/^тт для пены и возду-
ха. По полученным данным на рис. 12.6, б построены зависимости
давления на фронте ударной волны для пены и воздуха в предполо-
жении кинематического равновесия между фазами. Эти зависимо-

^в, м/с
10000
8
6
2
1000
а
6
4
2
1ПП
}Г "*-х«^.
: =*"^
С^О
^3
^-;
\о
Ч
(2
■<^-
■*У
</
%.
ч,
3
0,1
р,МПа
40
30
20
10
6
4
1
6
4
1 ил
-"-"-"-' & «""
X
^
«■"V"""'
-—
*ЙЗ
ч—
1
Ч
, Ч - §■ -
|Ч/
ж
нг
IV
\
К
^ I 1
ГЧ1
N
ш
0,2
0.4 0.6 0.8 0,1 0.2 0.4 0.6 0.8 КО
а б
Рис. 12.6. Зависимости скорости распространения фронта ударной волны (а)
и давления на фронте ударной волны (б) от приведенного расстояния:
1 — для воздуха; 2, 3 — для пены
сти демонстрируют явление значительного уменьшения интенсив-
ности ударной волны, распространяющейся в пене. Так, на доста-
точно большом расстоянии от заряда ВВ (г* > 0,8 м/кг1/3) давление
на фронте ударной волны, распространяющейся в пене, по сравне-
нию с давлением на фронте ударной волны, распространяющейся в
воздухе, уменьшается более чем на порядок. Из рис. 12.6, б также
следует, что при г» « 0,3 м/кг1/3 давление на фронте ударной волны,
распространяющейся в пене, становится сравнимым с давлением на
фронте ударной волны, распространяющейся в воздухе, и возраста-
ет с дальнейшим приближением к заряду. Таким образом, в сравни-
тельно узкой зоне вблизи заряда ВВ наблюдается не уменьшение, а
увеличение значений параметров ударной волны, распространяю-
щейся в пене, что необходимо учитывать при использовании пены
для ослабления действия взрыва. Например, для ослабления удар-
ной волны, возникающей при взрыве заряда ВВ массой 1 кг, необ-
ходим слой пены радиусом около 1 м.
На затухание ударных волн в пене существенное влияние
оказывает плотность пены. В зависимости от плотности пены сни-
548

жение давления ударной волны, распространяющейся в пене, Арп
по отношению к давлению ударной волны, распространяющейся в
воздухе, Арвозд может быть представлено в виде линейного соот-
ношения [8]
ДАовд
= 1 + 0,75рп, (12.5)
справедливого при 2 кг/м3 < рп < 20 кг/м3 и 0,8 м/кг1/3 < г* <
< 2,5 м/кг1/3.
При решении практических задач защиты от действия взры-
ва необходимо знать не только закономерности затухания ударных
волн, распространяющихся в пенах, но и поведение ослабленных
защитными экранами из пены ударных волн после их выхода в
атмосферу. Эффективность защищающей способности оболочек и
экранов из пены можно характеризовать коэффициентом умень-
шения энергии взрыва г|Эф, равным соотношению энергий взрывов
безоболочечного и защищенного оболочкой из пены зарядов ВВ,
создающих на некотором фиксированном расстоянии от места
взрыва ударные волны, параметры которых совпадают. Если пре-
небречь энергетическими потерями при детонации ВВ, то г|Эф =
= гпвв/твв> гДе твв — масса безоболочечного заряда ВВ, экви-
валентного по действию взрыва заряду ВВ, защищенному оболоч-
кой из пены. Исходя из анализа размерностей, можно показать, что
параметром, определяющим затухание ударной волны, будет от-
ношение массы защитной оболочки из пены к массе заряда ВВ:
2-
ггг обол.п
V твв )
где рп — плотность пены; К0б0л.п — объем защитной оболочки из
пены. Анализ большого количества экспериментальных данных по-
зволил Б.И. Паламарчуку [18] получить зависимость избыточного
давления на фронте воздушной ударной волны от безразмерного
параметра 2, характеризующую снижение избыточного давления:
А1 = 201§^ = 32-4, (12.6)
Ар2
где АЬ — разность значений звукового давления (в дБ) на фикси-
рованном расстоянии при взрывах зарядов ВВ, не защищенного
18 — 1483
549

(Ар\) и защищенного (Ар2) оболочкой из пены. При этом для ко-
эффициента уменьшения энергии взрыва получено соотношение
Лэф*10"2о~ (12.7)
где п — показатель в законе затухания ударной волны Ар2 = Азатг~".
Для взрыва установленного на поверхности песчаного грунта на-
кладного заряда ВВ, защищенного оболочкой из пены, Азат =
= 5,5 • 105; п = 1,6 [18]. Зависимости (12.6) и (12.7) позволяют оп-
ределить эффективность локализации взрыва пенами и оптимизи-
ровать параметры защиты при обработке материалов взрывом.
При использовании для ослабления действия взрыва обыч-
ной пожарной пены, получаемой с помощью воздушных стволов
или пеногенераторов, приходится сооружать специальные карка-
сы, обтянутые полиэтиленовой пленкой, препятствующей растека-
нию пены. При этом следует учитывать еще один параметр, харак-
теризующий воздушно-механические пены, — их стойкость, т. е.
способность сохраняться в течение определенного времени. Зна-
чение стойкости зависит от вида пенообразователя, его концентра-
ции в растворе и от структуры пены.
На рис. 12.7, а показан каркас размером 5 х 5 м, обтянутый
полиэтиленовой пленкой и заполненный пеной, а на рис. 12.7, б —
один из кинокадров взрыва заряда ВВ массой около 10 кг, уста-
новленного на поверхности грунта в центре каркаса.
Для осуществления защиты заряда ВВ пеной при выполне-
нии взрывных работ в Центральном НИИ пожарной охраны по за-
казу РФЯЦ—ВНИИЭФ разработана мобильная пенообразующая
установка, состоящая из высокопроходимой автоцистерны и гид-
ротурбинного пеногенератора. Характеристики установки пред-
ставлены ниже.
Производительность по пене, л/с 2200
Максимальное расстояние от установки
до места подачи пены, м : 320
Высота массива устойчивой высокодисперсной пены, м ... 3
Стойкость массива пены, ч -1
Для ослабления воздушных ударных волн используются
также капельные воздушно-водяные завесы, которые давно и ус-
пешно применяются в условиях подземных рудников [2]. Такие
550

Рис. 12.7. Обтянутый полиэтиленовой пленкой и заполненный пеной кар-
кас (а) и взрыв заряда ВВ, установленного на поверхности грунта в цен-
тре каркаса (б)
завесы создаются либо взрывным распылением воды, налитой в
легко разрушаемые сосуды из полиэтиленовой пленки, в которых
находятся заряды ВВ, либо специальными высокопроизводитель-
ными механическими водораспылительными установками.
Автором работы [3] экспериментально установлено, что вы-
сокими защитными свойствами обладают также воздушно-водяные
завесы, создаваемые выбросом распыленной воды при упреждаю-
щем подводном взрыве вспомогательного удлиненного заряда ВВ,
состоящего из нитей детонирующего шнура и расположенного на
18* 551

глубине 15...20 см в водоеме, окружающем место размещения ос-
новного заряда ВВ. Значение средней плотности жидкости в воз-
душно-водяной завесе изменяется в пределах 5...20 кг/м3, размер
капель — 1...3 мм, а протяженность завесы, достигаемая за
0,2...0,5 с, составляет около 0,5 м на одну нить детонирующего
шнура. Защищающая способность такой завесы, если ее оценивать
эффективным снижением массы эквивалентного заряда, в отдель-
ных случаях может достигать 90 %. Физические механизмы взаи-
модействия воздушной ударной волны с воздушно-водяной заве-
сой, благодаря которым происходит уменьшение значений пара-
метров волны, состоят в следующем. При малом содержании
диспергируемой воды воздушно-водяную завесу можно рассмат-
ривать как пространственную полупроницаемую решетку, на ко-
торой за счет отражения и обтекания отдельных капель происхо-
дит рассеяние энергии ударной волны. В практически важных слу-
чаях ведущим механизмом ослабления ударной волны является
распыление капель воды до мелкодисперсного состояния потоком
газа за фронтом ударной волны и последующее вовлечение обра-
зовавшейся воздушно-капельной смеси в движение. За счет этого
за фронтом ударной волны образуется низкоскоростная утяжелен-
ная газодинамическая пробка, экранирующая поршневое действие
расширяющихся продуктов детонации и вызывающая интенсивное
затухание ударной волны в ближней зоне действия взрыва.
Капельные воздушно-водяные завесы также используются
при динамическом синтезе алмазов во взрывных камерах, в кото-
рых перед взрывом создается водяной душ для охлаждения про-
дуктов детонации [11].
В работе [23] описана стационарная взрывная установка для
штамповки взрывом, в которой для ослабления воздействия удар-
ной волны на стенки взрывной камеры используется воздушно-
водяная завеса.
12.1.3. Ослабление действия взрыва в воздухе
с помощью перфорированных преград
Параметры воздушной ударной волны за перфорированной
преградой определяются амплитудой падающей ударной волны и
коэффициентом перфорации аПерф> равным отношению суммар-
ной площади проходных сечений к площади защитной преграды.
552

При проектировании перфорированных преград для ослабления
ударных волн в горных выработках руководствуются данными ра-
бот [2, 10], приведенными ниже.
Коэффициент перфорации
аперф 0,8 0,6 0,4 0,2 0,1
Коэффициент ослабления
ударной волны
по давлению Кр 1,086 1,265 1,67 2,86 5,2
Конструкции перфорированных преград весьма разнообразны:
от простых плоских преград с отверстиями до сложных пространст-
венных преград с лабиринтной перфорацией [2, 5, 10, 13] (рис. 12.8).
Для ослабления воздушных ударных волн, распространяющихся в
горных выработках, используют различные типы перемычек, в том
числе и разрушаемые гидравлические перемычки, состоящие из ре-
гулярно расположенных по сечению выработки полиэтиленовых
мешков с водой [2, 10]. Гидравлические перемычки рекомендуется
устанавливать в непосредственной близости от зарядов ВВ.
Нередки случаи, когда взрывы производят в защитных про-
ницаемых оболочках. Тогда избыточное давление за пределами
защитной оболочки рекомендуется вычислять с помощью зависи-
мости [5]
Л/>ув = 141а-;1-66 (г/1^ )°'27 а°4 ± 20 %, (12.8)
где А/?ув — скачок давления на фронте ударной волны, МПа;
/обол — характерный размер защитной оболочки. Зависимость (12.8)
справедлива при следующих ограничениях: 0,01 < аперф < 0,13; 1,16 <
< г+ < 8,45; 0,69 < г//обол < 4,55. Изменение удельного импульса
избыточного давления фазы сжатия ударной волны / за пределами
защитной оболочки рекомендуется вычислять с помощью эмпири-
ческой зависимости [5]
-7914^;°'98(^оболГ8а^ф ±20о/о, (12.9)
где I — в Па с Формула (12.9) пригодна для расчета импульса
при следующих ограничениях: 0,008 < аперф < 0,130; 1,16 <гт< 5,95;
1,16 < г/1обол < 4,55. Интересно сравнить удельный импульс избы-
точного давления фазы сжатия ударной волны, образовавшейся
553

мимии
а
1Т
Ш&2П ЧШША Е222223
Т77У777А
Р77/777Я й Р?7ут?7Я й Г77У777Я й У77Л7П И
_ И . _- И —
й И и И и
И м И И и
И И И И И
и I I й I г
И И и и И
177//77Я
РР77/77Д
Рис. 12.8. Примеры перфорированных преград:
а — перфорированная пластина; б — гнездовое расположение уголков; в — по-
следовательное расположение уголков; г — перекрывающиеся двутавровые бал-
ки; д — перфорированная преграда из балок круглого профиля
при взрыве в воздухе не защищенного оболочкой заряда ВВ,
/ = ЮОт^г'1 [25] с удельным импульсом избыточного давления
фазы сжатия ударной волны, прошедшей через перфорированную
преграду. Если для количественной оценки использовать зависи-
мость (12.9), то получим, что ослабление ударной волны по им-
554

пульсу происходит в том случае, когда коэффициент перфорации
оказывается достаточно малым, т. е. аперф < 0,05. При большем зна-
чении осперф зависимость (12.9) указывает на усиление (по импульсу)
прошедшей через перфорированную преграду ударной волны. Одной
из возможных причин этого явления может служить усиление удар-
ной волны при ее отражении от перфорированной преграды.
При расчетах параметров АруВ и / с помощью соотношений
(12.8) и (12.9) необходимо иметь в виду, что степень ослабления
ударной волны зависит не только от коэффициента перфорации пре-
грады, но и от структуры перфорированной преграды [5, 13]. Напри-
мер, преграды, образующиеся при гнездовом расположении уголков
(рис. 12.8, б), вследствие разворота потока примерно в 2 раза эффек-
тивнее, чем перфорированные пластины (рис. 12.8, а) с тем же коэф-
фициентом перфорации. Если преграда многослойная, то суммарный
коэффициент перфорации рассчитывается по формуле
1 м 1
—=1—.
^перф /=1 **перф/
где аперф I — коэффициент перфорации /-го слоя; N— количество
слоев. Так, например, перфорированная преграда, образующаяся
из перекрывающихся двутавровых балок (рис. 12.8, г), считается
трехслойной.
Эффективное ослабление ударных волн перфорированными
преградами достигается при их малой проницаемости. Это означа-
ет, что преграда при ударноволновом воздействии подвергается
достаточно интенсивному динамическому нагружению, которое
нужно компенсировать ее соответствующим закреплением. Ос-
новное преимущество перфорированных преград перед защитны-
ми проницаемыми оболочками и перед оболочками из пены за-
ключается в их способности улавливать осколки.
12.2. Ослабление действия взрыва в воде
с помощью пузырьковых экранов
Ударные волны в воде, порождаемые взрывом заряда ВВ,
практически всегда представляют опасность для расположенных
вблизи от заряда ВВ различных подводных конструкций и соору-
555

жений; для биологических объектов и плавсредств, оказавшихся
в зоне действия взрыва. В практике производства подводных
взрывных работ в охраняемых водоемах для ослабления действия
взрыва наиболее часто используются защитные пузырьковые эк-
раны, располагаемые между зарядом ВВ и защищаемым объек-
том [2, 6].
Пузырьковые экраны обычно создают путем прокачивания
воздуха через устанавливаемые на дне водоема специальные тру-
бы-воздухораспределители с часто расположенными отверстиями
(рис. 12.9, а). Трубы-воздухораспределители характеризуются
внутренним диаметром, числом N отверстий на единицу длины
трубы и их диаметром, а также расходом воздуха д. Для создания
равномерного и однородного пузырькового экрана необходимо,
чтобы расход воздуха превышал минимальный его расход дтШ9
определяемый по формуле [6]
?т1п=10\тв (1,3 + 0,07^),
где дтш — в м /(мин • м); $ОТв — площадь одного отверстия, м2. Эта
формула справедлива при 20 < N < 100 и 0,7 • КГ6 < 5отв < 4 • ЮЛ
Таким образом, для однородности пузырькового экрана необходи-
мо, чтобы диаметр отверстий не превышал 1 мм. Средняя скорость
подъема пузырьков диаметром около 10 мм составляет 0,53 м/с.
Иногда для создания пузырькового экрана используют химиче-
скую реакцию между водой и газообразующим реагентом, напри-
мер карбидом кальция. Для фиксации пузырькового экрана в про-
странстве его располагают в мягкой оболочке (рис. 12.9, б).
Защитные свойства пузырьковых экранов основаны на осо-
бенностях волновой динамики пузырьковых сред [12, 15, 17]. В
процессе распространения ударной волны в такой среде под дей-
ствием давления происходит схлопывание воздушных пузырьков,
вследствие чего энергия ударной волны дополнительно расходует-
ся на увеличение внутренней энергии сжимаемого в пузырьках
газа и сообщение окружающей его жидкости кинетической энер-
гии радиального движения. В результате наблюдается интенсивное
поглощение энергии ударной волны по мере ее распространения в
пузырьковой среде. Динамика ударной волны в значительной сте-
пени зависит от соотношения длительности фазы сжатия ударной
волны т+ и характерного времени схлопывания пузырьков /схл.
Значение /схл можно определить с помощью зависимости [12]
556

с
где гпз — начальный радиус пузырька; р — давление за фронтом
ударной волны; рж — плотность жидкости.
<г\
Рис. 12.9. Схемы защиты сооружения и объекта с помощью пузырьковых
экранов:
а — создание пузырькового экрана с помощью сжатого воздуха: / — заряд ВВ;
2— труба-воздухораспределитель; 3 — пузырьковый экран; 4 — защищаемое
сооружение; б — создание пузырькового экрана, ограниченного мягкой оболоч-
кой, с помощью газообразующего реагента: 1 — заряд ВВ; 2 — электропривод
для дистанционного разгерметизирования пакета с реагентом; 3 — поплавок; 4 —
пузырьковый экран; 5 — мягкая оболочка; 6 — контейнер; 7 — пакет с реаген-
том; 8 — балласт; 9 — защищаемый объект
557

Ударные волны, для которых т+ « 7СХЛ, называют короткими.
Для пузырьковой среды с радиусом пузырьков 3...4 мм этому ус-
ловию соответствуют ударные волны амплитудой Ар « 1 МПа, у
которых длительность фазы сжатия равна т+ « 100 мкс. Путем
увеличения толщины пузырькового экрана и содержания в нем
газа можно довести его энергоемкость до значения, превышающе-
го значение энергии падающей короткой ударной волны. Через
такой экран ударный импульс вообще не пройдет. Аналогичный
эффект будет наблюдаться и для длинных ударных волн, но только
в течение времени схлопывания пузырьков.
Поглощение энергии ударной волны происходит на стадии
сжатия газовых пузырьков. В последующие моменты времени на
стадии расширения газовых пузырьков происходит переизлучение
части поглощенной энергии. В результате пульсации газовых пу-
зырьков процесс приобретает квазипериодический характер —
одновременно с поглощением энергии ударной волны происходит
ее переизлучение. Максимальные проявления процессов поглоще-
ния энергии ударной волны и ее переизлучения в силу инерцион-
ности схлопывания пузырьков разделены во времени [12]. Следст-
вием этого является разделение падающей ударной волны на не-
сколько импульсов, первый из которых является остатком
исходной волны, а последующие — переизлучением поглощенной
пузырьковым экраном энергии падающей на него ударной волны.
Процесс прохождения ударной волны через пузырьковый экран
развивается следующим образом. По мере уменьшения радиуса
газовых пузырьков давление в них повышается, а давление за
фронтом ударной волны уменьшается как в результате действия
волны разгрузки, распространяющейся за фронтом, так и вследст-
вие диссипативных процессов, происходящих в пузырьковой сре-
де. В некоторый момент времени эти давления выравниваются, но
ввиду инерционности жидкости происходит дополнительное пере-
сжатие пузырьков. В связи с этим за первым импульсом, как пра-
вило, следует волна разрежения. Последующие пульсации газовых
пузырьков порождают волновой пакет, амплитуда которого суще-
ственно меньше амплитуды падающей ударной волны. Для иллю-
страции сказанного на рис. 12.10 приведены осциллограммы дав-
ления после прохождения ударной волны, имеющей экспоненци-
альный профиль и амплитуду 5 МПа, через пузырьковые экраны с
различным содержанием воздуха. Датчик давления находился за
558

О Л-
#/=0,1 м*/(мин*м)
1 у*и
Рис. 12.10. Осциллограммы давления ударных волн за пузырьковыми
экранами, образуемыми при разных расходах воздуха
экраном на расстоянии 0,2 м от него. Содержание воздуха в пу-
зырьковых экранах определяется расходом ^ воздуха, продуваемо-
го через перфорированные трубы [6].
Анализ процесса ослабления ударной волны, распростра-
няющейся в жидкости, пузырьковым экраном представляет доста-
точно сложную задачу. На рис. 12.11 приведены пространственно-
559

Рис. 12.11. Пространственно-временная диаграмма (а) ир—^-диаграмма (б)
прохождения ударной волны через пузырьковый экран (цифры на р—и-
диаграмме соответствуют областям течения на пространственно-времен-
ной диаграмме):
а — ударная адиабата воды; Ъ — ударная адиабата пузырькового экрана; с —
изоэнтропа разгрузки воды; с1 — ударная адиабата повторного сжатия пузырько-
вой среды; е — ударная адиабата повторного сжатия воды
временная диаграмма процесса прохождения ударной волны пря-
моугольного профиля через пузырьковый экран и соответствую-
щая ей р—^/-диаграмма. Для расчета давления ударной волны,
проходящей через пузырьковый экран, необходимо знать ударную
адиабату повторного сжатия пузырьковой среды. Для слабых
ударных волн можно воспользоваться акустическим приближени-
ем, согласно которому ударная адиабата повторного сжатия пу-
зырьковой среды совпадает с ее ударной адиабатой. Тогда для ко-
эффициента ослабления ударной волны по давлению Кр нетрудно
получить выражение [20]
К _АА_(2ж+2)2
" АЛ 42ж2 '
где Ар\ и А/?2 — скачки давления ударных волн, соответственно
падающей на пузырьковый экран и проходящей через него;
2ж = РжСж и 2 = рс — акустические импедансы соответственно
560

жидкости и пузырьковой среды.
Плотность пузырьковой среды оп-
ределяется из соотношения
Р = Рж(1-ф) + РвоздФ?
где ф — объемное содержание воз-
духа; рВозд — плотность воздуха.
Скорость звука в пузырьковой сре-
де можно определить с помощью
соотношения [9, 15]
с =
Л)
[ф(1-ф)р'
Рис. 12.12. Расчетная зависи-
мость коэффициента ослабле-
ния ударной волны по давле-
нию после прохождения через
пузырьковый экран от объем-
ного содержания воздуха в
экране
где р0 — начальное давление пу-
зырьковой среды. Учитывая, что
2Ж » 2, выражение для Кр можно представить в виде [6]
Зависимость коэффициента Кр от объемного содержания воздуха ср
приведена на рис. 12.12. Столь большие значения Кр в первую оче-
редь обусловлены высокой сжимаемостью пузырьковой среды,
определяемой низкой скоростью звука (с = 20 м/с при ф = 0,5).
С помощью проведенного оценочного анализа можно опре-
делить ослабление только первой ударной волны, прошедшей че-
рез пузырьковый экран. Последующая реверберация ударной вол-
ны внутри экрана приведет к ступенчатому увеличению давления
за экраном. Соответствующие слабые ударные волны будут рас-
пространяться в воде со скоростью звука. Поэтому если ударные
волны не сольются внутри пузырькового экрана, то вряд ли они
сойдутся за пределами экрана. Для сильных ударных волн акусти-
ческое приближение неприменимо, поскольку пузырьковая среда
при ударноволновом сжатии сильно изменяет свои свойства.
Наиболее важным показателем эффективности работы пу-
зырьковых экранов является уменьшение значений интегральных
параметров ударных волн — удельных импульса / и энергии Е,
переносимых ударной волной. Коэффициенты ослабления ударных
561

0 4000
Рис. 12.13. Защита стенок бассейна с помощью пузырьковых экранов при
штамповке взрывом:
1 — матрица; 2 — заряд ВВ; 3 — патрубок воздухопровода завесы; 4 — поверхность
земли; 5 — шланг змеевика воздушной подушки; 6 — воздухопровод диаметром
89 мм; 7 — отверстия диаметром 1 мм с шагом 50 мм; 8 — тиоколовое уплотнение
562

волн по импульсу (К() и по энергии (КЕ) рассчитывались по осцил-
лограммам давления ударных волн, прошедших через пузырько-
вый экран [6]. Удельные импульс и энергия определялись с помо-
щью следующих соотношений:
' = \{р-Ро)Ж'>
о
Е = ±)(р-Ро)2Л.
кс о
Время интегрирования принималось равным т1 =(5...б)т8 , где
ЧР — характерное время спада давления за фронтом падающей на
пузырьковый экран ударной волны. В результате анализа экспери-
ментальных данных получены следующие зависимости:
**=^(1±0,45)<Л
где Е — удельная энергия ударной волны, падающей на пузырько-
вый экран.
Для защиты подводных объектов от воздействия сильной
ударной волны пузырьковые экраны следует располагать так, чтобы
между экраном и сооружением оставался слой жидкости толщиной
0,5... 1,0 м. Если пузырьковый экран находится в контакте с защи-
щаемым сооружением, то возможно не ослабление, а усиление
воздействия ударной волны на защищаемый объект [9, 12]. Схло-
пывание воздушных пузырьков на поверхности объекта приводит
не только к ее эрозионному повреждению, но и к генерации пу-
зырьковой средой мощных импульсов давления по всей поверхно-
сти объекта.
Пузырьковые экраны применяются для защиты стенок бас-
сейнов при штамповке взрывом (рис. 12.13 [24]).

12.3. Применение пористых экранов и амортизаторов
для защиты конструкций от воздействия
взрывных и ударных нагрузок
12.3.1. Уменьшение с помощью пористых экранов
нагрузок, действующих на конструкции
при их ударноволновом нагружении
Размещение экранов из сильнопористых материалов на по-
верхностях защищаемых конструкций при воздействии на них
воздушных ударных волн может приводить как к уменьшению, так
и к увеличению максимального давления нагружения. Соответст-
вующие экспериментальные данные приведены в табл. 12.1 [16].
Таблица 12.1
Значения параметров нагружения преграды в зависимости
от состава и толщины экрана
Состав экрана
Экрана нет
Поролон, р = 40 кг/м3
Древесная стружка:
р = 170 кг/м3
р= 183 кг/м3
р = 260 кг/м3
Один слой: сталь (4 мм)* +
+ поролон(60 мм)
Два слоя: сталь (2,5 мм) +
+ поролон(60 мм)
Три слоя: сталь (2,5 мм) +
+ поролон (30 мм)
Толщина
экрана,
мм
0
30
50
60
70
100
150
60
60
60
64
65
97,5
Макси-
мальное
давление,
МПа
5,8
13,0
9,3
8,6
7,6
1,92
1,12
1,14
1,6
0,9
0,28
0,58
0,65
Длительность
фазы сжатия
ударной волны,
МКС
225
128
100
240
630
1060
1260
—
—
—
2160
5000
2690
* Здесь и далее в скобках указана толщина материала.
564

Из табл. 12.1 следует, что применение экранов из низко-
плотного-поролона толщиной до 70 мм приводит к увеличению
амплитуды отраженной от преграды ударной волны. Для ослабле-
ния ударной волны необходимы экраны толщиной 100... 150 мм.
Причину этого явления можно объяснить следующим образом. В
результате воздействия воздушной ударной волны пористый мате-
риал ускоряется и уплотняется. Приобретенную материалом экра-
на скорость и для треугольного профиля давления падающей
ударной волны в первом приближении можно оценить с помощью
зависимости
котр\Р*+
и = —- ,
2р0#
где А:отр1 — коэффициент отражения воздушной ударной волны от
пористого экрана; р и т+ — амплитуда и длительность фазы сжа-
тия ударной волны; р0 — начальная плотность материала экрана;
Н — толщина пористого экрана. Нагружение защищаемой конст-
рукции происходит в результате торможения на ее поверхности
уплотненного экрана. Возникающее при этом максимальное дав-
ление ртах в акустическом приближении можно определить из со-
отношения
Р к \рг+с
Ртм=Рис = ГТ7— >
Ро 2Н
где р — плотность уплотненного материала экрана; с — скорость
звука в уплотненном материале экрана. Сравнить давление ртах с
давлением ротр отраженной от поверхности конструкции воздуш-
ной ударной волны в отсутствие экрана можно с помощью коэф-
фициента Кр, равного
К = Ртах = Р *сяр1 ^+^
Р Ротр РО ^отр2 2# '
где /гОТр2 = Ротр/Р — коэффициент отражения воздушной ударной
волны от жесткой преграды. В зависимости от параметров нагру-
жающей ударной волны и характеристик экрана коэффициент Кр
может быть как больше (усиление ударной волны), так и меньше
(ослабление ударной волны) единицы. Критическую толщину эк-
565

рана, начиная с которой экран ослабляет ударную волну, можно
найти из предыдущего соотношения, приняв Кр = 1:
„ Р ^отр! Т+С
Р()*отр2 2
Согласно полученной зависимости критическая толщина экрана
линейно зависит от длительности фазы сжатия ударной волны т+.
Этот вывод подтверждается экспериментальными данными, при-
веденными в табл. 12.2 (цитируются по работе [8]): при увеличе-
нии значения х+ со 130 до 1300 мкс значение Якр возросло с 87 до
850 мм. Что касается зависимости критической толщины экрана от
амплитуды ударной волны, то она оказывается нелинейной: при
увеличении амплитуды ударной волны в 10 раз значение Якр уве-
личивается примерно в 6 раз.
Таблица 12.2
Значения критической толщины защитных экранов из поролона
в зависимости от значений параметров
нагружающей ударной волны
Номер
п/п
1
2
3
4
Параметры ударной волны
Амплитуда,
МПа
6,6
6,6
10,0
6,6
Длительность фазы сжа-
тия, мкс
130
1300
130
130
Критическая
толщина
экрана, мм
87
850
18
112
Более плотная по сравнению с поролоном древесная стружка
эффективнее уменьшает максимальное давление нагружения (см.
табл. 12.1).
Хорошими защитными свойствами обладают многослой-
ные экраны из стального листа и слоя поролона (см. табл. 12.1).
Они существенно уменьшают максимальное давление нагруже-
ния и увеличивают длительность фазы сжатия ударной волны т+.
Это обстоятельство позволяет в некоторых случаях трансформи-
ровать нагрузку на конструкцию из импульсной (Г»т+, где Т —
период собственных колебаний конструкции) в квазистатическую
566

силовую (Т < т+) и тем самым повысить взрывостойкость конст-
рукции [16].
12.3.2. Уменьшение с помощью пористых амортизаторов
нагрузок, действующих на конструкции
при их ударном нагружении
На практике уменьшение действующих на защищаемые кон-
струкции ударных нагрузок часто осуществляют путем использо-
вания различных амортизаторов (изоляторов или ослабителей).
Физическая сущность процесса амортизации заключается в
поглощении части энергии ударного воздействия и уменьшении
амплитуды ударного импульса, передаваемого через амортизатор
на защищаемую конструкцию. Для ослабления ударных воздейст-
вий небольшой интенсивности используются амортизаторы из ма-
лопрочных пористых материалов, способных разрушаться или уп-
лотняться при постоянной нагрузке. Действие ударной нагрузки на
защищаемую конструкцию ограничивается прочностью материала
амортизатора. Пусть ударное нагружение осуществляется пласти-
ной погонной массой т = р5, летящей со скоростью II. При не-
больших скоростях пластины-ударника вполне допустимо пренеб-
речь волновыми процессами в амортизаторе. Тогда полное погло-
щение ударного импульса приведет к остановке пластины-
ударника. Ее кинетическая энергия перейдет в работу, затрачивае-
мую на уплотнение или разрушение материала амортизатора:
гп1/2
где асж — предел прочности амортизатора на сжатие; / — путь, на
котором тормозится пластина-ударник. Необходимая толщина Яам
пористого амортизатора пористостью ц = 1 - р0/рспл (ро — начальная
плотность материала амортизатора, рспл — плотность сплошного ма-
териала амортизатора) может быть приближенно определена с помо-
щью соотношения
н -т1/2
2^сж
567

При интенсивном ударном нагружении в материале аморти-
затора формируются ударные волны, амплитуды которых могут
многократно превышать его прочность. Амплитуда ударной вол-
ны, действующей на защищаемую преграду, в этом случае будет
зависеть в основном от массы амортизатора и динамической сжи-
маемости материала амортизатора как в пористом, так и в сплош-
ном состоянии.
Максимальное значение поглощенной энергии можно опре-
делить, пользуясь моделью неупругого удара. Из закона сохранения
импульса следует, что скорость и системы пластина-ударник —
амортизатор равна
V
и = ; 7'
тш/т + 1
где там = ро#ам — погонная масса амортизатора. Для поглощен-
ной амортизатором энергии Е нетрудно получить следующее вы-
ражение:
_ тИ1 х
Е = ,
2 х + 1
где х = тш /т — относительная масса амортизатора. Как следует
из этой зависимости, при массе амортизатора, равной массе пла-
стины-ударника (х = 1) остаточная энергия ударного воздействия
составляет половину начальной энергии. Для оценки максималь-
ного давления ртах, действующего на защищаемую преграду, вос-
пользуемся моделью необратимо уплотняющегося материала
амортизатора. Тогда, полагая, что после ударноволнового сжатия
амортизатор в уплотненном состоянии движется со скоростью и и
сталкивается с несжимаемой преградой, в акустическом прибли-
жении получаем
V
где рУпл — плотность материала амортизатора в уплотненном со-
стоянии; с — скорость звука в уплотненном материале амортиза-
тора. При 11= 1000 м/с для деревянного или пенопластового аморти-
затора с параметрами руШ1 = 1000 кг/м3 и с = 2000 м/с получим
Ртах =2/(х + 1) ГПа. Чтобы максимальное давление уменьшилось
568

до 0,5 ГПа, масса амортизатора должна превышать массу пласти-
ны-ударника в 3 раза.
Как следует из приведенной выше зависимости, при одной и
той же относительной массе амортизатора максимальное давление,
действующее на защищаемую преграду, будет меньше, если мате-
риал амортизатора будет более сжимаемым. При этом время дей-
ствия нагрузки на защищаемую преграду /н будет возрастать. Дей-
ствительно, исходя из закона сохранения импульса, можно записать
тЦ= |р(/>#,
о
где р(1) — зависимость давления, действующего на защищаемую
преграду, от времени I. Полагая р{1) « ртах, после преобразований
получаем
^цЯам * + 1
С X
Если максимально допустимое значение нагрузки, дейст-
вующей на защищаемую конструкцию, известно, то с помощью
приведенных выше соотношений можно оценить основные конст-
руктивные характеристики пористого амортизатора.
Список литературы
1. Арутюнян Г.М. Термогидродинамическая теория гетерогенных сис-
тем. М.: Физматлит, 1994.
2. Безопасность взрывных работ в промышленности / Под ред. Б.Н. Ку-
тузова. М.: Недра, 1992.
3. Бузуков АЛ. Снижение параметров воздушной ударной волны с по-
мощью воздушно-водяной завесы // ФГВ. 1990. № 3.
4. Вахненко В.А., Кудинов В.М., Паламарчук Б.М. К вопросу о затухании
сильных ударных волн в релаксирующих средах // ФГВ. 1984. № 1.
5. Взрывные явления. Оценка и последствия: В 2 кн.: Пер. с англ. /
У. Бейкер, П. Кокс, П. Уэстайн и др. Кн. 1. М.: Мир, 1986.
6. Галкин В.В*, Гилъманов Р.А., Дроговейко КЗ. Взрывные работы под
водой. М: Недра, 1987.
7. Гельфанд Б.Е., Губанов А.В., Тимофеев Е.И. Особенности распро-
странения ударных волн в пенах // ФГВ. 1981. № 4.
569

8. Гельфанд Б.Е., Сильников М.В. Фугасные эффекты взрывов. СПб.:
Полигон, 2002.
9. Гельфанд Б.Е., Сильников М.В. Химические и физические взрывы.
СПб.: Полигон, 2003.
10. Турин А.А., Малый П.С, Савенко С.К. Ударные воздушные волны в
горных выработках. М.: Недра, 1983.
11. Даниленко В.В. Синтез и спекание алмазов взрывом. М.: Энергоатом-
издат, 2003.
12. Кедринский В.К. Гидродинамика взрыва: эксперимент и модели. Но-
восибирск: Изд-во СО РАН, 2000.
13. Клаповский В.Е., Минеев В.К, Григорьев ГС. и др. Ослабление воз-
душной ударной волны перфорированными преградами // ФГВ. 1983.
№5.
14. Кудинов В.М., Паламарчук Б.И., Гельфанд Б.Е., Губин С.А. Ударные
волны в газожидкостных средах пенистой структуры // Прикладная
механика. 1977. Т. 13, № 3.
15. Накоряков В.Е., Покусаев Б.Г., Шрейбер И.Р. Волновая динамика
газо- и парожидкостных сред. М.: Энергоатомиздат, 1990.
16. Нестеренко В.Ф. Импульсное нагружение гетерогенных материалов.
Новосибирск: Наука. Сиб. отд-ние, 1992.
17. Нигматуллж Р.И. Динамика многофазных сред: В 2 ч. М.: Наука, 1987.
18. Паламарчук Б.И. Динамика ударно-волновых процессов при взрыве в
газожидкостных средах: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. Киев: Ин-
ститут электросварки им. Е.О. Патона, 2003.
19. Паламарчук Б.И., Малахов А.Т. Затухание ударных волн в пене при
взрыве конденсированного ВВ // ФГВ. 1990. № 6.
20. Паркин Б.Р., Гильмор Ф.Р., Броуд ГЛ. Ударные волны в воде с пу-
зырьками воздуха // Механика. Подводные и подземные взрывы:
Пер. с англ. М.: Мир, 1974.
21. Пат. 2150669 С1 РФ, МКИ 7Р42ВЗЗ/00. Устройство локализации
воздействия взрывных механизмов. 1999.
22. Пат. 4836079 США, МКИ 7Р42ВЗЗ/00. ВотЬ В1аз1 1пЫЬШоп апё
Мейюс! 01* ВотЬ В1аз11пЫЬШоп. 1989.
23. Пихтовников Р.В., Хохлов Б.А. Безбассейновая листовая штамповка
взрывом. Харьков: Прапор, 1972.
24. РаинхартДж. С, ПирсонДж. Взрывная обработка металлов: Пер. с
англ. М.: Мир, 1966.
25. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. М.:
ФИЗМАТЛИТ, 2002.

Глава 13
Взрывные камеры
13.1. Расчет взрывных нагрузок, действующих
на стенки взрывных камер
13.1.1. Общая характеристика взрывных камер
Взрывные камеры представляют собой взрывозащитные
конструкции и сооружения, предназначенные для локализации
взрыва. Несмотря на то что конструкции взрывных камер во мно-
гих случаях являются уникальными, их можно отнести к доста-
точно широко распространенному научному и производственному
оборудованию. Основная проблема, возникающая при проектиро-
вании взрывных камер, состоит в обеспечении прочности оболоч-
ки камеры. Поэтому анализу прочности взрывных камер при внут-
реннем нагружении взрывом посвящена обширная литература [3,
4, 6—8, 10, 11, 17, 20, 22]. Настоящая глава содержит основные
сведения, необходимые для расчета взрывных камер простых гео-
метрических форм на прочность при действии взрывных нагрузок.
В зависимости от формы взрывные камеры можно подразде-
лить на следующие типы: 1) прямоугольные (параллелепипедные) с
плоскими стенками и покрытием; 2) цилиндрические с вертикаль-
ной или горизонтальной осью симметрии и плоскими или криво-
линейными (сферическими или эллиптическими) покрытями или
днищами; 3) сферические. Фотографии и схемы некоторых взрыв-
ных камер приведены на рис. 13.1. Характерные размеры взрыв-
ных камер изменяются в пределах 0,5... 15,0 м. Допустимые массы
зарядов ВВ, взрыв которых не приводит к появлению остаточных
деформаций в оболочках взрывных камер, в зависимости от размеров
камер изменяются в широких пределах: от десятков граммов до
571

Рис. 13.1 (начало). Внешний вид и схемы взрывных камер:
а — сферическая взрывная камера из стали АК-36 диаметром 12 м с толщиной
стенки 100 мм, рассчитанная на взрыв зарядов ТНТ массой до 1000 кг, в транс-
портном положении; б — сферическая взрывная камера из стали 22К диаметром
10,5 м с толщиной стенки 20 мм, рассчитанная на взрыв зарядов ТНТ массой до
25 кг, перед монтажом
572

**&Х-
<<*%
Рис. 13.1 (продолжение). Внешний вид и схемы взрывных камер:
в — горизонтальная цилиндрическая взрывная камера внутренним диаметром
1,6 м и длиной 13 м, рассчитанная на взрыв линейного заряда ВВ массой 16 кг;
г — байонетный механизм запирания взрывной камеры
573

Рис. 13.1 (окончание). Внешний вид и схемы взрывных камер:
д — схема вертикальной цилиндрической взрывной камеры диаметром 3 м с
толщинами стенок 10 мм и днищ 16 мм, рассчитанной на взрыв зарядов ВВ мас-
сой 5 кг: 7 — оболочка камеры; 2 — дверная рама; 3 — наружная дверь; 4 —
внутренняя дверь; 5 — амортизаторы; 6 — опора с наполнителем из металличе-
ской дроби; е — схема сферической взрывной камеры в установленном положе-
нии: 1 — оболочка камеры; 2 — загрузочный люк; 3 — опора с наполнителем из
металлической дроби; ж — схема цилиндрической взрывной камеры: 1,4, 5 —
противоосколочные экраны; 2 — крышка камеры; 3 — цилиндрическая оболочка
камеры; 6 — взрывной стол с демпфером; 7 — механизм перемещения камеры
574

десятков килограммов. Изготовлены и эксплуатируются также
уникальные взрывные камеры, выдерживающие взрыв нескольких
сотен килограммов ВВ. Несмотря на то что стоимость строитель-
ства и эксплуатации таких взрывных камер очень высока, экологи-
ческие требования, предъявляемые к промышленным взрывным
технологиям, исключают производство открытых взрывных работ
в городах и ближних пригородных зонах.
Основными материалами для изготовления исследователь-
ских и технологических взрывных камер являются конструкцион-
ные низколегированные пластичные стали с повышенной трещи-
ностойкостью (типа 09Г2С, 22К) или армированный бетон высоких
классов. Поскольку бетон имеет малый предел прочности на рас-
тяжение, то прочность железобетонных взрывных камер обеспечи-
вается в основном их размерами (диаметр 5... 10 м) и массивно-
стью (толщина стенки не менее 500...600 мм). При взрывах, со-
провождающихся образованием и разлетом металлических
осколков, стенки железобетонных взрывных камер необходимо
облицовывать стальными листами толщиной до 20 мм.
С точки зрения экономичности конструкций и их равнопроч-
ное™ при внутреннем нагружении взрывом наиболее совершенны-
ми должны быть признаны взрывные камеры сферической формы.
В 1980 г. в СССР были построены две уникальные стальные сфери-
ческие камеры диаметром 12 м, массой 350 т, объемом 905 м3 с
толщиной стенки 100 мм, рассчитанные на взрыв зарядов ТНТ мас-
сой до 1000 кг [7] (рис. 13.1, а). В НПО «АНИТИМ» (г. Барнаул)
изготовлена и эксплуатируется сферическая взрывная камера из
стали 22К диаметром 10,5 м с толщиной стенки 20 мм, рассчитанная
на взрыв зарядов ТНТ массой до 25 кг [11] (рис. 13.1, б).
Необходимо отметить, что сферические взрывные камеры
больших размеров весьма трудоемки в изготовлении. Поэтому
наиболее распространенными являются камеры цилиндрической
формы (рис. 13.1, в, д, ж), В большинстве таких камер дверной
проем закрывается наглухо прочной дверью с помощью накидных
болтов большого диаметра. Однако такая конструкция запорных
устройств требует слишком много времени для закрытия и откры-
тия двери камеры. Для уменьшения непроизводительных потерь
времени в Институте гидродинамики СО РАН (г. Новосибирск)
разработан ряд горизонтальных цилиндрических взрывных камер с
гидравлическим приводом байонетного механизма запирания
575

взрывной камеры дверью, представляющей собой одно из днищ
камеры (рис. 13.1, г).
Более технологичными в изготовлении и легко встраивае-
мыми в структуру цехов являются прямоугольные взрывные каме-
ры. Такие взрывные камеры наиболее часто используются для за-
щиты от действия взрыва во взрывоопасных технологических про-
цессах. К взрывоопасным технологическим процессам в первую
очередь следует отнести снаряжение и утилизацию различных бое-
припасов, разборку аварийных боеприпасов. Для исключения по-
ражения персонала, повреждения или разрушения оборудования и
сооружений при аварийном взрыве снаряжение отдельных бое-
припасов производят в специальных взрывных камерах — железо-
бетонных взрывозащитных кабинах, рассчитанных на локализа-
цию взрыва заряда ТНТ массой 20...80 кг. Характерный размер
таких кабин — 5 х 5 х 5 м, толщина стенки — 500...600 мм при
коэффициенте армирования 2 %. Для сохранения взрывозащитных
кабин от разрушения их снабжают вскрываемыми при взрыве про-
емами — вышибными окнами и легкосбрасываемыми перекры-
тиями. Для уменьшения размера опасной зоны вскрываемые про-
емы закрывают перфорированными преградами [6].
Во взрывоопасных производствах также используются пол-
ностью замкнутые стальные взрывные камеры параллелепипедной
формы. Такие камеры собираются из отдельных плоских листов.
Каркас состоит из двух уголков, между их полками вставляются
края листов, которые привариваются к полкам двумя сплошными
лобовыми швами. Наличие каркаса, размещенного по ребрам, су-
щественно упрочняет взрывную камеру.
В стенках взрывных камер предусматривается необходимое
количество отверстий для наблюдения и съемки взрывных процес-
сов, для ввода электрических кабелей и труб, а также дверной и
вентиляционные проемы.
Неотъемлемым элементом взрывных камер является взрыв-
ной стол, или основание, или опора, на которых устанавливаются
взрывные устройства. Обычно взрывной стол размещается на амор-
тизаторах, позволяющих уменьшить амплитуду взрывных нагрузок,
действующих на оболочку камеры (см. гл. 12). В качестве аморти-
зирующих материалов часто используют металлическую дробь.
Исходя из того, что перемещения стенок взрывной камеры
при взрыве заряда ВВ малы и практически не сказываются на па-
576

раметрах нагружения, задачу расчета камеры на прочность при
действии взрывных нагрузок разделяют на две независимые зада-
чи: 1) определение взрывной нагрузки, действующей на внутрен-
нюю поверхность жесткой недеформируемой взрывной камеры;
2) определение напряженно-деформированного состояния мате-
риалов оболочки и конструктивных элементов взрывной камеры,
возникающего при действии известной динамической нагрузки.
13.1.2. Взрывные нагрузки,
возникающие при взрыве компактных зарядов ВВ
В общем случае задача определения взрывных нагрузок,
действующих на стенки взрывной камеры, является достаточно
сложной сопряженной трехмерной задачей расчета разлета про-
дуктов детонации ВВ в воздух и процесса распространения воз-
душных ударных волн в ограниченном объеме с их многократным
отражением от стенок камеры. Эту задачу упрощают, полагая, что
взрыв заряда ВВ и образующиеся ударные волны имеют сфериче-
скую симметрию. Будем характеризовать нагружающую способ-
ность ударных волн следующими параметрами: скачком давления
на фронте ударной волны /?ув, удельным импульсом избыточного
давления фазы сжатия ударной волны / и длительностью фазы
сжатия т+. Эти параметры могут быть определены с помощью эм-
пирических соотношений, полученных при исследовании взрыва
сферических зарядов ТГ 50/50 в неограниченном воздушном про-
странстве [9]:
Л3
рув =0,085^^- + 0,3
фп^ , п ЛФ^) ,по(\/"%в~
+ 0,8
МПа;
т.
вв
/ = 200-*—22- Па с; (13.1)
х+= 1,2фп^у(г мс,
где тВв — масса заряда ВВ, кг; г — расстояние от центра сфе-
рического заряда ВВ, м. Формулы (13.1) справедливы при
1 м/кг|/3 < г/фп^ < 10 м/кг1/3 (0,01 МПа <рув < 1 МПа). При взры-
ве зарядов других ВВ в соотношения (13.1) подставляют эквива-
577

лентную массу заряда ВВ т™ = #2Вв6/втг5о/5о> гДе б — теплота
взрыва заряда ВВ; ^тг 50/50 = 4,77 МДж/кг — теплота взрыва заря-
да ТГ 50/50. Например, при взрыве зарядов ТНТ т™* = 0,885тВв.
Нередко заряд ВВ располагается на поверхности стальной плиты и
ударная волна формируется в полупространстве. В этом случае в
формулы (13.1) следует подставлять удвоенную массу заряда ВВ
тип = 2твв^/(/ГГ50/50.
'вв
Известны и другие зависимости параметров ударных волн,
распространяющихся в воздухе, от расстояния г [4]. Для расчета
скачка давления на фронте ударной волны и длительности фазы
сжатия ударной волны в работе [4] рекомендуется использовать
следующие зависимости, справедливые, в отличие от (13.1), для
более широкого диапазона значений расстояния г:
Рув =1>7*Ю3ехр
(
\0,28
-7,5
$Щ
вв )
+ 0,0156 МПа
при
0,1м/
кг
>/з:
Ф"^
:<8 м/кг|/3;
Рув = 8-10 ехр
ч0,1
-10,7
№
ВВ )
МПа при
^^вв
= 8 м/кг1'3;
(13.2)
г+ =0,063/
твв ехр
1,4
у,4
мс
л/^вву
при 0,1 м/кг1/3 <
\/"Ъв~
■<1,3 м/кг
1/3.
с+ = 3У^в7
(
0,18
13,8-
Щ
ВВ )
мс при
л/^вв"
•>1,3 м/кг
1/3
Числовые значения коэффициентов в формулах (13.2) отно-
сятся к зарядам ТНТ. При переходе от зарядов ТНТ к зарядам дру-
гих ВВ в (13.2) вместо массы заряда /иВв следует подставлять ее
тротиловый эквивалент твквв = тт()/(2ТНТ, где 0Тнт = 4,2 МДж/кг
— теплота взрыва заряда ТНТ.
578

Что касается зависимости для расчета удельного импульса
избыточного давления фазы сжатия ударной волны /, то удовле-
творительной аппроксимации экспериментальных данных для все-
го диапазона значений приведенного расстояния г/%]твв не су-
ществует. Использование зависимости (13.1) для расчета удельно-
го импульса избыточного давления фазы сжатия ударной волны в
ближней зоне действия взрыва приводит к большим погреш-
ностям, поскольку согласно экспериментальным данным при
г/у]мт < 1 м/кг1/3 значение удельного импульса быстро достигает
максимума и не увеличивается при уменьшении расстояния г [4].
Альтернативой использованию аппроксимационных зависи-
мостей (13.1) и (13.2) является определение параметров ударных
волн с помощью приведенных в работе [3] графических зависимо-
стей, обобщающих большое количество экспериментальных дан-
ных (рис. 13.2). В частности, для определения удельного импульса
избыточного давления фазы сжатия ударной волны в ближней зоне
10
-I
-2
1<Г*к-
28
- « Ю 3
10"
10"
Г/> ,Па
Р *УВ
\ 107
1 ю6
Е
Е- 105
[ ю4
Б
\ 103
Ё
г
С щ2
•
8*
Г
Г
*
ш*ш1
ь
имх.
\& УСвЧв
\ Л^-^<
Л/Х ;/шш№ 1
х*/п&/\ X
/ \ >^ 1
**7* /тШ \ X 3
/'увшвв \р х 4
1 -*\ув х 1
/ Л. ЛыЯ
\ /\
<^вЧв>1оЗч
~у^" ^к 1
10"
10"
"1.
«*» со
~са
.1
Ш
10
-1
10
-2
10*"
10
-!
10*
101
10'
10^
.1/3
гтВ&* м^
Ш
Рис. 13.2. Зависимости параметров падающей ударной волны от приве-
денного расстояния
579

действия взрыва целесообразно пользоваться именно этими гра-
фическими зависимостями.
Нагружение наполненной воздухом взрывной камеры про-
исходит в процессе отражения ударной волны от стенок и пото-
лочного покрытия камеры. Давление за фронтом ударной волны в
момент отражения резко возрастает вследствие торможения по-
тока воздуха за фронтом. Давление отраженной ударной волны
зависит как от давления падающей волны, так и от угла между
фронтом ударной волны и поверхностью преграды. При нор-
мальном (вектор волновой скорости перпендикулярен к преграде)
отражении ударной волны умеренной интенсивности давление
отраженной ударной волны ротр на преграду определяют по фор-
муле [20]
У + 1 2
—;Рув
РогР=2Рув+ У 2у , (13.3)
Рув+ ~Ро
у-1
где у — показатель адиабаты воздуха; ро — начальное давление.
Для воздуха в нормальных условиях у = 1,4, р0 = 0,1 МПа и форму-
ла (13.3) принимает вид
РогР=2Рув+-^^> (13.4)
где /?отр и рув — в МПа. Из зависимости (13.4) следует, что при
отражении сильных ударных волн давление отраженной ударной
волны может в 8 раз превышать давление падающей ударной волны.
Импульс, сообщаемый преграде при нормальном отражении
ударной волны, за счет торможения потока воздуха за фронтом удар-
ной волны также резко увеличивается. Для вычисления удельного
импульса отраженной ударной волны /0тР необходимо знать про-
филь ударной волны. При практических расчетах профиль давле-
ния за фронтом падающей ударной волны полагают треугольным:
Р(*) = Рув
/Эф
(13.5)
580

где эффективное время действия давления ^ф определяют из ус-
ловия одинаковости удельных импульсов избыточного давления
фаз сжатия реальной ударной волны и волны треугольного профи-
ля: /„ф =2///?ув. Профиль отраженной ударной волны также пола-
гают треугольным, а эффективное время действия давления отра-
женной ударной волны — равным эффективному времени дейст-
вия давления падающей ударной волны. В соответствии с этим
давление на преграде при отражении ударной волны описывается
соотношением, аналогичным (13.5):
/>(0 = Д
отр
(13.6)
При сделанных предположениях в первом приближении можно
считать, что увеличение удельного импульса отраженной ударной
волны пропорционально увеличению давления, а коэффициенты
отражения ударной волны по импульсу (к,) и по давлению (кр) равны
*/=^«* =2^. (13.7)
1 Рув
Более точные зависимости для коэффициента к( при других про-
филях давления приведены в работе [20].
В практических расчетах для диапазона значений давления
Рув = 0,1... 1,0 МПа при нормальном отражении рекомендуется
использовать среднее значение коэффициента отражения ударной
волны по импульсу к[« 3 [22]. Эта рекомендация приводит к тому,
что для вычисления удельного импульса отраженной ударной вол-
ны используют вторую формулу (13.1), но с увеличенным в сред-
нем в 3 раза числовым значением коэффициента:
/отр=(550...600)^-^ Па-с. (13.8)
/»4
В связи с невысокой точностью известных аппроксимацион-
ных зависимостей для оценки удельного импульса избыточного
давления фазы сжатия ударной волны нередко используется под-
ход, развитый К.П. Станюковичем на основе интегрального соот-
ношения между полным импульсом / и кинетической энергией
581

Екин механической системы массой т^\ 1 = ^2т7:Екин. Примени-
тельно к движению среды, сжатой ударной волной, это соотноше-
ние принимает вид / = 0У12т1Екш9 где 0 = 0,8 — коэффициент,
учитывающий переменность скорости движения среды за фронтом
ударной волны, а также то, что не вся выделившаяся при взрыве
заряда ВВ энергия переходит в энергию движения среды; Екин =
= ^ввб — энергия взрыва; тх = тПд + гпвозд; тПд — масса про-
дуктов детонации, равная массе заряда ВВ тВв; ^возд — масса
воздуха, сжатого ударной волной. При взрыве заряда ВВ в вакуу-
мированной взрывной камере твозд = 0 и удельный импульс разле-
тающихся продуктов детонации
4лг2
При взрыве заряда ВВ в наполненной воздухом взрывной камере
выражение для удельного импульса продуктов детонации и возду-
ха, сжатого ударной волной, принимает вид
©^2^1 + ^
'ВВ*
1 = * ^ ^-. (13.9)
4яг
Масса воздуха, сжатого ударной волной, при радиусе взрывной
камеры 7? < (12... 15) г^ определяется с помощью соотношения
^возд - ^Рвозд
*3-Ив)3
где Рвозд — плотность воздуха; гвв = з/ — — радиус эквива-
^471Рвв
лентного сферического заряда ВВ, имеющего плотность рВв- При
радиусе взрывной камеры К > 15 г^ ударная волна отрывается от
продуктов детонации и масса движущегося воздуха сосредоточи-
вается в сжатом ударной волной слое воздуха толщиной
582

^возл=^Рвозд[л3-(Л-^)3].
При взаимодействии в импульсном режиме потока продуктов де-
тонации или ударной волны со стенкой взрывной камеры предпо-
лагается, что импульс, рассчитанный в соответствии с подходом
Станюковича, полностью поглощается стенкой [И]. Интересно
отметить, что соотношение (13.9) при К > 40 г™ и подстановке в
него значений детонационных характеристик заряда ВВ (рВв =
= 1600 кг/м3, В = 7200 м/с, <2 = /)2/16) и плотности воздуха (рВОзд =
= 1,28 кг/м3) принимает вид, аналогичный (13.8):
^
• =543-*—— Па с.
отр ^ ^ г>
Более точно параметры отраженной ударной волны могут
быть определены с помощью графических зависимостей [3], по-
строенных на основе большого количества экспериментальных
данных (рис. 13.3).
Авторы работы [12] экспериментально определяли давление
и удельный импульс отраженной ударной волны при сферически
симметричном взрыве зарядов ТГ 50/50 массой 67... 1000 кг в сфе-
рической взрывной камере диаметром 2К = 12 м. Для диапазона
значений Я/г™ = 10... 32 получены следующие эмпирические за-
висимости:
^эквУ'94
МПа;
>ОТр=2150
К
/^=20000^
л
1,25
_ВВ_
К
Па с.
Как отмечается в работе [12], полученные результаты неплохо
совпадают с данными работы [3].
При наклонном падении ударной волны на преграду в зави-
симости от значения угла а между фронтом ударной волны и по-
верхностью преграды возможны регулярные (а < акр) и нерегу-
лярные (а > акр) (маховские) режимы отражения [20]. Критиче-
ский угол падения ударной волны акр, при котором сменяются
583

р . Па
Рис. 13.3. Зависимости параметров отраженной ударной волны от приве-
денного расстояния
режимы отражения, зависит от амплитуды падающей ударной
волны. Среднее значение акр для диапазона значений давления
падающей ударной волны 0,1...0,5 МПа составляет 40°. На осно-
вании анализа зависимостей давления отраженной ударной волны
от угла а (рис. 13.4, а [3]) можно сделать следующие выводы:
1) коэффициент отражения ударной волны по давлению кр в об-
ласти регулярного отражения ударной волны в диапазоне значений
давления падающей ударной волны 0,1...0,5 МПа изменяется мало
и может быть принят равным коэффициенту отражения при нор-
мальном отражении кр\ 2) в области нерегулярного отражения
ударной волны зависимость ^(а) можно считать линейной и про-
ходящей через точки ^(акр) = кр, кр{90°) = 1. В соответствии с
этими выводами приближенная зависимость коэффициента отра-
жения ударной волны по давлению от угла падения ударной волны
^(а) имеет вид, представленный на рис. 13.4, б.
584

2,04
!Л0
1,36
1,02
<Ш
0,34
(Ш6
90° а
Рис. 13.4. Зависимости коэффициента отражения ударной волны по дав-
лению от угла падения ударной волны:
а — расчетные зависимости для различных значений давления падающей удар-
ной волны [3]; б — принимаемая приближенная расчетная зависимость
Аналогичным образом в соответствии с (13.7) определяется
зависимость от угла а коэффициента отражения ударной волны по
импульсу.
В работе [20] приведены следующие зависимости давления и
удельного импульса отраженной ударной волны от угла а:
Ротр = РуЪ
1 + сова (У-И)рув С052а
Л
V
соза
ц>='11+ в
В (у-1)/>ув+2ур0
+ 2_/со82а,
у
(13.10)
19—1483
585

где
созос приа<акр,
|со8акрприа>акр;
'О
У = \ри2с1( — удельный импульс потока воздуха за фронтом
о
ударной волны. Экспериментально величина у не измеряется, но
может быть определена при численном решении соответствующей
задачи. В случае зарядов ТГ 50/50 аппроксимационная зависи-
мость для импульса ) имеет вид [20]
; = 300^
(,гг-^
твв
у[™^
Па с.
Зависимости (13.10) не описывают возрастание давления отражен-
ных слабых ударных волн при приближении значения угла паде-
ния ударной волны к критическому, однако за исключением этой
локальной области они с хорошей точностью описывают извест-
ные данные как при регулярном, так и при нерегулярном отраже-
нии.
Процесс нагружения взрывной камеры при взрыве внутри
нее заряда ВВ можно разделить на две стадии. Первая стадия свя-
зана с нагружением стенок взрывной камеры при первом падении
на них ударной волны. Приведенные выше соотношения позволя-
ют достаточно точно рассчитать параметры нагружения на этой
стадии.
На второй стадии нагружение стенок взрывной камеры осу-
ществляется вторичными отраженными ударными волнами, обра-
зующимися при взаимодействии ударных волн друг с другом, с об-
лаком расширяющихся продуктов детонации, а также с противопо-
ложными стенками камеры. Вторая стадия нагружения состоит из
следующих друг за другом ударноволновых импульсов убывающей
амплитуды. Проанализировать ее так же просто, как и первую ста-
дию, не представляется возможным. Для этого требуется либо чис-
ленное решение задач газовой динамики, либо измерение давления
в соответствующих экспериментах [2, 9, 12]. В качестве примера на
рис. 13.5, а приведены расчетная и экспериментальная зависимости
586

р , МПа
16
12
Р ♦
'отр1
О 'ув Суи+%) З'ув <3'ув'т+> 5'ув (5'ув+х+) '
Рис. 13.5. Зависимости давления, действующего на боковую стенку ци-
линдрической взрывной камеры, от времени:
а — сопоставление расчетного (сплошная линия) и измеренного (штриховая ли-
ния) давлений [3]; б — упрощенный профиль давления, действующего на стенку
взрывной камеры: 1—3 — номера отраженных ударных волн
давления, действующего на боковую стенку цилиндрической
взрывной камеры размером 0 3,42 х 3,05 м, от времени.
19*
587

Для приближенного определения параметров ударных волн
на второй стадии нагружения авторы работы [3] предлагают ис-
пользовать следующие упрощающие предположения. Вторая от-
раженная ударная волна имеет в 2 раза меньшие амплитуду и им-
пульс, чем первая, а у третьей отраженной волны эти параметры в
2 раза меньше, чем у второй. Вклад остальных нагружающих им-
пульсов не учитывается. Времена действия всех ударных волн
считаются равными времени действия первой ударной волны.
Время между последовательными ударными волнами принимается
равным удвоенному времени /ув пробега ударной волны от заряда
до стенки взрывной камеры. Зависимость этого времени от приве-
денного расстояния приведена на рис. 13.2. Упрощенная зависи-
мость давления, действующего на стенку взрывной камеры, от
времени приведена на рис. 13.5, б.
Если длительность нагружения тремя ударными волнами
меньше периода собственных колебаний взрывной камеры, то все
три импульса давления объединяются в один. При этом суммар-
ный удельный импульс давления /^ увеличивается в 1,75 раза по
сравнению с удельным импульсом, действующим на первой ста-
дии нагружения. Приведенная в работе [22] методика учета второй
стадии нагружения отличается от изложенной. В частности, коэф-
фициент К( увеличения действующего на стенки взрывной камеры
импульса вследствие нагружения вторичными ударными волнами
автор работы [22] связывает с отношением объема взрывной каме-
ры Ккам к массе заряда ВВ тВв- Немногочисленные эксперимен-
тальные данные показывают, что если заряд ВВ расположен вдоль
оси симметрии вертикальной цилиндрической взрывной камеры на
небольшой высоте от пола (обычное расположение заряда ВВ), то для
стенок камеры при Гкш/твв>\5м3/кт К(=1, а при Укш/твв =
= 7...15м3/кг К1 «1+ 0,5(15-Ккам/твв). В связи с воздействием
отраженной от пола ударной волны на плоский потолок взрывной
камеры значение коэффициента К{9 определенное для стенок каме-
ры, увеличивают в 2 раза. Значение суммарного удельного им-
пульса давления /2 рассчитывают с помощью соотношения
11 = К11отр. Поскольку максимальное значение давления остается
равным давлению отраженной первой ударной волны, то эффек-
тивное время действия давления должно увеличиться в К( раз.
588

Рис. 13.6. Схема ударноволнового нагружения стенок цилиндрической
взрывной камеры:
I, II — области соответственно регулярного и нерегулярного отражений ударной
волны от пола взрывной камеры
Следуя методике, изложенной в работе [22], рассмотрим ос-
новные моменты определения параметров нагружения при взрыве
заряда ВВ в цилиндрической взрывной камере с плоским покры-
тием (рис. 13.6). Сначала на вертикальном разрезе камеры опреде-
ляют области регулярного (I) и нерегулярного (II) отражений
ударной волны от стенок, пола и потолка камеры. В связи с обыч-
ным расположением заряда ВВ (точка С) на небольшой высоте от
пола к = 1,0... 1,5 м в нижнем углу камеры (точка А) нагружение
стенки осуществляется маховскои ударной волной. Для определе-
ния давления нагружения в точке А сначала по зависимостям
(13.1) или (13.2) вычисляют давление падающей ударной волны
при гА + К2 (К — радиус взрывной камеры). Затем с помо-
щью зависимости, приведенной на рис. 13.4, б, определяют значе-
ние коэффициента отражения ударной волны по давлению к при
а^ =згсЩ{к/К). Давление маховскои ударной волны в точке А
будет равно рА = кр рув(гА). Нагружение стенки камеры в точке А
происходит при нормальном падении маховскои ударной волны, по-
этому давление нагружения ротрл будет равно ротрА =крАкрАрув(гА).
589

Далее определяют давление нагружения в точке С\ проекции заря-
да ВВ на боковую стенку. Очевидно, что ротрс =к°руврув(К). В
зависимости от размеров камеры в верхней угловой точке В воз-
можно как регулярное, так и нерегулярное отражение падающей
ударной волны.
Рассмотрим случай регулярного отражения. Нагружение уг-
ловой точки В происходит при схлопывании отраженных от стен-
ки и потолка ударных волн (см. рис. 13.6). Сначала определяется
давление рв отраженных от стенки и потолка ударных волн. По-
скольку отражение регулярное, то в точке В коэффициент отраже-
ния ударной волны по давлению будет равен коэффициенту отра-
жения при нормальном отражении при давлении /?ув, зависящем
от расстояния до точки В гв, следовательно, рв = ^ув/?ув(гя)- Для
определения давления нагружения в точке В необходимо вычис-
ленное значение давления рв умножить на значение коэффициента
отражения при нормальном отражении, определенное для давле-
ния^: ротрв =к°рувк°рвруВ(гв). Как следует из последнего соотно-
шения, при нагружении верхнего угла камеры сильной ударной
волной вследствие двукратного отражения возможно 64-кратное
увеличение давления нагружения по сравнению с давлением па-
дающей ударной волны. По определенным в трех точках значени-
ям давления строится эпюра давления, действующего на стенку
камеры. Далее эта эпюра заменяется равновеликой по площади
прямоугольной эпюрой и давление нагружения считается равно-
мерно распределенным по стенке камеры. Давление на потолок
определяется аналогичным методом. Что касается распределений
удельных импульсов, то для их определения результаты вычисле-
ний, выполненных с помощью этого же метода, необходимо ум-
ножить на коэффициент К(. При расчете удельного импульса дав-
ления, действующего на потолок, значение К( увеличивается в
2 раза. Значения эффективного времени действия давления в рас-
четных точках также умножаются на значение К(. Более подробно
правила определения параметров нагружения внутренних поверх-
ностей взрывных камер различной формы изложены в работе [22].
В настоящее время в связи с развитием численных методов
решения многомерных задач газовой динамики и широким рас-
пространением достаточно мощных компьютеров значимость при-
590

ближенных инженерных методов расчета взрывных нагрузок не-
сколько уменьшилась. Однако полностью они не утратили своего
значения, поскольку позволяют, во-первых, быстро и с приемле-
мой для инженерной практики точностью определить действую-
щие нагрузки, во-вторых, выявить особенности нагружения внут-
ренней поверхности взрывной камеры (по крайней мере, на первой
стадии нагружения).
После завершения процессов циркуляции ударных волн, пе-
ремешивания продуктов детонации с воздухом и их догорания в
результате взаимодействия с кислородом воздуха во взрывной ка-
мере устанавливается квазистатическое состояние смеси воздуха с
продуктами детонации с остаточным давлением рост. Приближен-
но это давление может быть определено из условия равенства
энергии взрыва внутренней энергии смеси воздуха с продуктами
детонации, находящейся в камере,
V V
грут' кам _ ^ г\
: - "*вви-
у-1
Отсюда следует, что
А«,=^е(у-1). (13-11)
"кам
При (? = 4,2 МДж/кг и у = 1,4/?ост = 1>7/явв/Ккам МПа. При взрыве
зарядов ВВ большой массы остаточная температура смеси воздуха
с продуктами детонации, находящейся в камере, может достигать
нескольких тысяч градусов [7, 12]. Это обстоятельство необходи-
мо учитывать при динамическом синтезе алмазов. Динамику уста-
новления квазистатического состояния смеси воздуха с продукта-
ми детонации и последующего остывания взрывной камеры иссле-
довали авторы работы [12].
13.2. Расчет взрывных камер на прочность
Взрывные камеры в большинстве случаев представляют со-
бой замкнутые тонкостенные конструкции с различными сосредо-
точенными подкреплениями (ребрами жесткости) и отверстиями
или проемами, снабженными фланцами. В общем случае исследо-
591

вание прочности таких конструкций при воздействии на них ин-
тенсивных взрывных нагрузок осуществляется либо эксперимен-
тально, либо с использованием численных методов расчета дина-
мического деформирования оболочек взрывных камер. В настоя-
щее время разработаны мощные пакеты прикладных программ,
такие, как Ь8 ЬУИА (Ливерморская лаборатория, США), ДИСК,
ОТСЕК (РФЯЦ—ВНИИЭФ, г. Саров) и др., позволяющие иссле-
довать динамику деформирования оболочечных конструкций раз-
личной формы. Эти пакеты могут быть использованы для расчета
взрывных камер на прочность. Кроме численных методов расчета
у разработчиков взрывных камер большой популярностью поль-
зуются различные инженерные методики, построенные на основе
аналитических решений простых задач о динамическом деформи-
ровании сферических и цилиндрических оболочек и пластин раз-
личной формы.
13.2.1. Уравнение динамического деформирования
оболочек осесимметричных или центрально-симметричных
взрывных камер
Ортогональными сечениями выделим элемент оболочки с
длинами сторон сЬ\ и с1з2 (рис. 13.7). Предположим, что деформи-
рование оболочки происходит без изгиба образующей. Тогда в се-
чениях, ограничивающих элемент оболочки, действуют только
растягивающие (или сжимающие) напряжения: меридиональные
ат и тангенциальные ае. Пусть под действием переменного внут-
реннего давления р, зависящего от времени /, элемент оболочки
испытывает перемещение и вдоль направления внешней нормали п.
Для составления уравнения движения элемента оболочки спроекти-
руем все силы, действующие на выделенный элемент, на направ-
ление нормали п. Согласно второму закону Ньютона имеем
рб—- = р(1)скх<к2 - сгт8<&2с/0 - ае&&,</ф,
где р(1) — зависимость давления р от времени /; р — плотность
материала оболочки; 8 — толщина оболочки. Центральные углы
с/д и <Лр связаны с длинами сторон выделенного элемента ск\ и с&2
соотношениями (см. рис. 13.7)
592

ов8А,
ом&&.
Рис. 13.7. К выводу уравнения движения элемента оболочки
взрывной камеры
я.
где К\ иК2 — главные радиусы кривизны оболочки. Подставляя эти
соотношения в уравнение движения элемента оболочки, получаем
Р6
ат8 сй5
= р(1)—~ —•
К, Я,
(13.12)
Для сферической оболочки К\ = /?2 = Я (К — радиус оболоч-
ки), ат = ае = а и уравнение движения имеет вид
Л2
р5^Г = /К0-
2ст5
К '
(13.13)
Для цилиндрической оболочки, деформирование которой
происходит без изгиба образующей, К^ = О, К2 = К и уравнение
движения имеет вид
593

рб^/ХО-^. (13-14)
Если пренебречь изгибом образующей при деформировании ци-
линдрической оболочки нельзя, то в правую часть уравнения
(13.14) добавляется градиент поперечных сил, равный второй про-
изводной изгибающего момента МИЗГ9 действующего в данном се-
чении [19]:
б2г/_ ае6 д2Мтг
р8тГ = />(<)--^ ^ 03.15)
дг
где 2 — осевая координата.
13.2.2. Упругое деформирование оболочки взрывной камеры
При малых перемещениях элемента оболочки деформация 8
и перемещение и связаны соотношением 8 = и/К. Напряженно-
деформированное состояние материала сферической оболочки
двухосное, и согласно обобщенному закону Гука напряжение свя-
зано с деформацией соотношением
_ Ее _ Ей
а~Т^у~Л(1-у)'
где Е — модуль Юнга; V — коэффициент Пуассона. Подставляя
это соотношение в уравнение (13.13), получаем дифференциальное
уравнение радиального движения элемента оболочки в виде
М2и 2Е8
Ж2 +(1-у)Л2
р5"ТГ+л \ь2и = РМ-
Напряженно-деформированное состояние материала замкну-
той цилиндрической оболочки в общем случае также двухосное,
но представляет интерес частный случай динамического деформи-
рования длинной оболочки. В этом случае в центральном сечении
оболочки на начальной стадии деформирования можно пренебречь
наличием меридиональных напряжений, поскольку они появляют-
ся позже тангенциальных — после достижения ударной волной
торцовых крышек. На начальной стадии деформирования матери-
594

ал в центральном сечении такой оболочки подвергается одноосно-
му растяжению и согласно закону Гука напряжение связано с де-
формацией соотношением
г Еи
К
Соответствующее дифференциальное уравнение имеет вид
Полученные дифференциальные уравнения можно записать
в канонической форме:
с12и 2 /КО <л1 \сл
—- + со2и=^-^-, (13.16)
(Лг рб
где со — частота собственных радиальных колебаний оболочки.
Для сферической оболочки
со = со- =
2Е
сф ^(\-у)рК2
для цилиндрической оболочки
со = соц =
Деформирование оболочки взрывной камеры под дейст-
вием мгновенного импульса. Если время действия взрывной на-
грузки (н намного меньше периода собственных колебаний обо-
лочки Г, то действие нагрузки эквивалентно сообщению оболочке
в начальный момент времени скорости 1>0=/отр/(р8). Дальнейшее
движение оболочки не зависит от формы импульса взрывной на-
грузки и будет описываться уравнением свободных колебаний
^ + со2и = 0. (13.17)
Л2
Решение этого уравнения имеет следующий вид:
595

^0 •
и - щ соз со/ + —— 8Ш со/ = и $т (со/ + а);
со
»тах=1"0 +
2.1^0
0)
71 (13.18)
где щ — начальное перемещение оболочки; а = агс!§-^. При
щ=0 амплитуда свободных колебаний оболочки будет равна
«тах=^ = -Ц- (13-19)
со соро
Теперь необходимо установить состояние материала обо-
лочки взрывной камеры (упругое или пластичное), в которое пере-
ходит материал оболочки под действием импульса отраженной
ударной волны /отр. Материал оболочки будет находиться в упру-
гом состоянии, если эквивалентное напряжение в ней меньше ди-
намического предела текучести а*ин. При расчете защитных со-
оружений на прочность при действии взрывных нагрузок зависи-
мость предела текучести малоуглеродистых сталей от скорости
деформаций учитывают с помощью соотношения [16, 22]
аГ=со1/17ат. (13.20)
Учитывая связь между напряжениями и перемещениями, ис-
пытываемыми оболочкой при упругом деформировании, находим
предельное перемещение ипред оболочки, материал которой оста-
ется в упругом состоянии:
аГ(1-^)Я „
- для сферической оболочки,
"пред^
Е
для длинной цилиндрической оболочки.
Приравняв амплитуду свободных колебаний оболочки к предельному
перемещению, получим формулу для определения предельного
удельного импульса ударной волны /пред, который может быть по-
глощен материалом оболочки, остающимся в упругом состоянии:
596

<»«ьД V Е
пред
дин о /
ю..Д т \Е т с.
стерж
для сферической оболочки,
8
(13.21)
стерж
для длинной цилиндрической оболочки,
где сстерж — «стержневая» скорость звука в материале оболочки.
Если значение импульса /отр, сообщаемого оболочке, не пре-
вышает значение импульса /пред, то материал оболочки будет на-
ходиться в упругом состоянии. Задаваясь какой-либо из приведен-
ных выше зависимостей для удельного импульса взрывной нагруз-
ки, действующего на стенку взрывной камеры, можно определить
предельную массу заряда ВВ т^д9 при взрыве которого материал
оболочки взрывной камеры остается в упругом состоянии. Для за-
висимости (13.8)
з
<в Д =
'пред*^
(13.22)
где А = 550...600 — числовой коэффициент в зависимости (13.8).
Это же соотношение можно использовать для расчета минималь-
ных радиуса (Ктт) или толщины (8тш) оболочки взрывной каме-
ры, которые обеспечивают упругое состояние материала оболочки
при взрыве заряда ВВ заданной массы тВв- Так, для сферической
взрывной камеры радиусом К
§т;« =
Ат}
2/3
ВВ
Ло?ин\2(1-у)р
(13.23)
Если значение импульса /отр, сообщаемого оболочке, пре-
вышает значение импульса /пред, то материал оболочки из упругого
состояния должен перейти в пластичное состояние с начальными
условиями, которые определяются перемещением щ = ипред и ско-
ростью V, в момент времени I = /ь когда материал исчерпает свои
упругие свойства. Для определения значения и необходимо ре-
шить уравнение
597

пред
"отр
юр8
81ПС0/,
(13.24)
Подставив, значение ^\ в (13.18), получим соотношение для опре-
деления скорости оболочки в момент перехода ее материала из
упругого состояния в пластичное состояние:
Ч.кв,в,,.к^Г5А=-.у.
пред
сорб
У
"отр
. (13.25)
Деформирование оболочки взрывной камеры под дейст-
вием переменного давления. Если период собственных колеба-
ний оболочки взрывной камеры сравним с эффективным временем
действия взрывной нагрузки ^ф или превышает его, то степень
деформирования оболочки определяется решением дифференци-
ального уравнения вынужденных колебаний (13.16). Для аппрок-
симации взрывной нагрузки, действующей на стенки взрывной
камеры, будем использовать линейную функцию (13.6)
/К0 = Д
отр
/Эф
Для такого закона изменения давления во времени решение диф-
ференциального уравнения (13.16) имеет вид
■Г (Уф
со р8
_ Ротр
(1-СО8С0/)-
00/-81П00/
(О/,
эф
V =
со рб
С081ПС0/--
1-СО8С07
эф
(13.26)
Момент времени /тах, в который перемещение оболочки
достигает максимального значения, определяется из решения
уравнения Ф(*тах) = 0 или
со/нэф8тсо/тах+со8со/тах=1.
Решение этого уравнения имеет вид
>тах=-аГС1§С0/н
0)
эф
598

Подставляя это значение (тах в первое уравнение (13.26), получаем
максимальное перемещение оболочки
2р<щ>(, агс*§(<ф^
о р8
1_" <*
(13.27)
Решение (13.26) дифференциального уравнения вынужден-
ных колебаний (13.16) описывает перемещение оболочки только в
период действия взрывной нагрузки. Поэтому условием возмож-
ности его применения является неравенство /тах < /*ф или
-агс*ёсо/нэф <^ф. (13.28)
Решение неравенства (13.28) приводит к следующему ограниче-
нию снизу на эффективное время действия взрывной нагрузки:
гнэф^2,331/со, или, поскольку со = 2я/Г, *нэф >0,371Г. При вы-
полнении этого условия максимальное перемещение оболочки оп-
ределяется соотношением (13.27).
Если неравенство (13.28) не выполняется, то максимальное
перемещение оболочки итах определяется амплитудой свободных
колебаний в момент времени / = /„ф после окончания действия
взрывной нагрузки. Для определения значения итах в этом случае с
помощью (13.26) вычисляют значения перемещения и скорости
оболочки из зависимостей и(1^) и ЭД/„Ф), являющиеся начальны-
ми условиями для дифференциального уравнения свободных ко-
лебаний оболочки при О (^. Как следует из (13.18), амплитуда
свободных колебаний оболочки будет равна
-Ш]
2
+
*>(<?)] Р^ I 2з1пс<ф ( 2(1-созс<ф)
со2р8^| <ф + (<Ф)2
(13.29)
Если время действия взрывной нагрузки мало, то для опре-
деления максимального перемещения оболочки используют им-
пульсный подход (см. (13.19)). Как показывает количественный
анализ, импульсный подход дает хорошие результаты уже при
со*„ф < 1, что соответствует /„ф < 0,16Г.
599

При расчете взрывных камер на прочность при действии
взрывных нагрузок очень часто используют коэффициент дина-
мичности нагружения, позволяющий перейти от динамического
расчета к статическому, заменив динамическую нагрузку некото-
рой эквивалентной статической нагрузкой, вызывающей в системе
те же перемещения и усилия, что и динамическая нагрузка [14].
Коэффициент динамичности нагружения кдин определяют как от-
ношение значения эквивалентной статической нагрузки рЭКВ к зна-
чению амплитуды динамической нагрузки ротр. Приведем расчет-
ные формулы для определения максимального перемещения обо-
лочки с использованием коэффициента динамичности нагружения
^дин- Эти формулы следуют из соотношений (13.19), (13.27) и
(13.29) для определения параметра итах:
со2р8
1)со/нэф > 2,331, рэкв=кдшр ктн=2
агс1§со/н
эф Л
со/,
эф
при /нэф -► оо кюн = 2, при ©** = 2,331 кдт = 1;
2)1 «о/* < 2,331, Ржв=кяшРтр,
, 2зт<ф 2(1-0080)^)
К)2 '
(13.30)
3)<*<1, ржв=1
отр
СО.
При внезапном приложении постоянной нагрузки кдин = 2,
это означает, что в системе возникают такие же перемещения, как
при статическом нагружении удвоенной нагрузкой.
Если итах < иПред, то материал оболочки в процессе дефор-
мирования находится в упругом состоянии и дальнейший расчет
взрывной камеры на прочность проводится так же, как и при мгно-
венном нагружении оболочки.
Если итах > иПред, то оболочка испытывает пластическое де-
формирование. Для анализа стадии пластического деформирова-
ния необходимо найти время 1Х достижения материалом оболочки
предельного состояния и скорость оболочки в этот момент време-
600

ни !>(/,). Время (\ определяют с помощью первого уравнения
(13.26), приравнивая перемещение оболочки к ее предельному пе-
ремещению. Скорость оболочки в этот момент времени определя-
ют с помощью второго уравнения (13.26).
13.2.3. Учет других форм колебаний оболочек
при расчете взрывных камер на прочность
В большинстве реальных цилиндрических взрывных камер
длина цилиндрической части примерно равна диаметру оболочки,
поэтому пренебречь изгибом ее образующей нельзя. В этом случае
радиальные симметричные колебания оболочки описываются
уравнением (13.15), которое при упругом деформировании обо-
лочки принимает вид
рЬ-т = р(0--1и-3)—9 (13.31)
где г — осевая координата; Я) = ЕЪЪ \ 12П-у2] — цилиндриче-
ская жесткость; и — прогиб оболочки в сечении с осевой коорди-
натой г. Это дифференциальное уравнение дополняется краевыми
условиями, которые определяются типом днищ или потолочного
покрытия камеры. Спектр частот собственных колебаний цилинд-
рической оболочки длиной / при краевых условиях, соответст-
вующих жесткой заделке ее торцов, рассчитывается по формуле
о>^, 12(1-у!)/Ч 1,
где а>обол =Е/(рК2) — частота собственных колебаний бесконечно
длинной оболочки; к = 1, 2, 3, ... — номер гармоники колебаний.
Решения дифференциального уравнения (13.31) для разных
граничных условий и типов нагрузки приведены в работах [1, 14,
22]. Эти решения показывают, что при поперечных изгибных ко-
лебаниях оболочек существует динамический краевой эффект, ко-
торый локализуется в окрестностях закрепленных торцов оболоч-
ки. Например, при жесткой заделке торцов цилиндрической обо-
лочки в фундаментной плите или при массивном покрытии
взрывной камеры изгибные напряжения могут увеличиться в
601

2 раза по сравнению с изгибными напряжениями при шарнирном
упругом опирании, которым моделируют полусферическое (куполь-
ное) покрытие камеры или криволинейные днища. Динамический
краевой эффект проявляется также в местах жесткого присоедине-
ния к гладкой оболочке массивных фланцев и ребер жесткости.
Воздействие ударной волны на покрытие или на днища
взрывной камеры возбуждает продольные колебания оболочки
вдоль ее образующей. Обычно продольные колебания цилиндри-
ческой оболочки анализируют, уподобляя ее стержню с площадью
сечения, равной площади сечения оболочки, на одном конце кото-
рого закреплена масса, равная массе покрытия взрывной камеры
или ее днища с фланцем. Второй конец стержня полагается жестко
закрепленным. Решение задачи в такой постановке содержится в
работе [18]. Спектр частот свободных продольных колебаний
(оПрод цилиндрической оболочки массой М с массой покрытия
#*покР определяется из соотношения
где Р* — решение характеристического уравнения р^ 1§ $к =
= М/тП0Кр (к =1,2,3,...).
Вследствие возбуждения продольных колебаний в оболочке
кроме окружных напряжений возникают меридиональные напря-
жения. Количественные оценки показывают, что меридиональные
напряжения сравнимы с окружными, хотя и меньше их. Как из-
вестно, при статическом нагружении внутренним давлением замк-
нутых цилиндрических оболочек окружные напряжения в 2 раза
больше меридиональных [19].
При оценке несущей способности оболочки взрывной каме-
ры учет сложности напряженно-деформированного состояния ма-
териала оболочки осуществляется путем сравнения эквивалентно-
го напряжения аэкв с динамическим пределом текучести а*ин. Для
тонкостенных оболочек условие сохранения несущей способности
имеет вид
°экв =^^+^2+(^1-а2)2<аГ, (13.32)
602

где с>ь СТ2 — главные (кольцевые и меридиональные) напряжения,
действующие в оболочке.
Выполненный анализ динамического деформирования обо-
лочек взрывных камер относится только к начальной стадии де-
формирования — стадии растяжения оболочки, когда возникают
осесимметричные формы колебаний деформированной поверхно-
сти цилиндрической оболочки и центрально-симметричные —
сферической оболочки. Известно, что на стадии обратного движе-
ния оболочки (стадии сжатия) симметричная форма колебаний
оказывается неустойчивой — возникает изгибная форма колеба-
ний оболочки, частота которых близка к половине частоты осе-
симметричных колебаний. Возможные формы колебаний цилинд-
рической оболочки приведены на рис. 13.8. На гребнях и впадинах
изгибных волн максимальные напряжения могут существенно
превышать напряжения, возникающие при симметричных формах
колебаний.
т-\ т-2 т~3
Рис. 13.8. Формы колебаний цилиндрической оболочки взрывной камеры:
я, т — количество полуволн соответственно по окружности и по длине цилинд-
рической оболочки
603

Максимальные напряжения, возникающие в оболочке при
возбуждении изгибных колебаний, можно определить, исходя из
следующих соображений [11, 13]. Предположим, что упругая
энергия ^нач, запасенная оболочкой на начальной стадии растяже-
ния, остается постоянной и может трансформироваться и перерас-
пределяться между энергиями радиально-симметричных мембран-
ных (^мемб) и изгибных (ЖИЗг) колебаний. Обозначим через 1|/изг
долю энергии изгибных колебаний в полной энергии. Тогда
IV =и/ IV •
"изг тизгггнач'
^мемб=(1-Уизг)^нач-
Обозначим через амембь емемб/ мембранные напряжения и
деформации в срединной поверхности оболочки, через аизг /, еизг /
максимальные изгибные напряжения и деформации. Для двухос-
ного напряженно-деформированного состояния материала оболоч-
ки энергии ^Гмемб и ^изг вычисляются по формулам
"мемб = Т\^мемб1емемб1 "*" амемб2емемб2 /'
1 Г аизг1еизг1 +СГизг2еизг2 ,~
8 * 2
° -8/2 ^
Проанализируем зависимость возникающих максимальных на-
пряжений атах от величины \|/изг на примере сферической оболочки,
когда напряженно-деформированное состояние материала оболочки
двухосное и главные напряжения равны. В случае такого напряженно-
деформированного состояния энергии упругих деформаций равны:
анач(1-у).
"нач г-, >
г-2
^мемб=0-^„зг)^нач =
Е '
.2
IV =м! IV =с™( У\
"изг тизгггнач ^ ^
ЗЯ
Максимальные напряжения в сферической оболочке возникают в
том случае, когда мембранные и изгибные напряжения совпадают
по направлению и имеют одинаковый знак. Тогда
604

Максимальное значение выражения в скобках, равное 2, достига-
ется при \|/изг = 0,75. Таким образом, при возбуждении изгибных
колебаний в сферической оболочке возможно двукратное увеличе-
ние напряжений по сравнению с напряжениями, возникающими на
стадии растяжения оболочки.
Если деформации в одном из взаимно перпендикулярных
направлений равны нулю, то соотношения для определения энер-
гий упругих деформаций принимают следующий вид:
^а^ач(1-у2)
"нач ^ '
Е
^мемб = 0-Н'„зг)^нач =
<е«б0-А
2 7
изг тизгггнач у-р
В первом приближении одноосное напряженно-деформи-
рованное состояние возникает, например, при колебаниях цилинд-
рической оболочки с жестко закрепленными торцами. Максималь-
ное напряжение в оболочке в этом случае определяется из соотно-
шения
°тах °мемб ^изг °нач
^^(>11-Ч™+>1^)>
в соответствии с которым максимальное напряжение в цилиндри-
ческой оболочке будет превышать начальное напряжение растя-
жения в 2,5 раза при V = 0,3 и 1|/ИЗг= 0,75.
При возбуждении изгибных колебаний как в сферических,
так и в цшищдрических оболочках из пластичных материалов на
гребнях и впадинах изгибных волн возможно появление пластич-
ных шарниров. Если же материал оболочки упругохрупкий, то в
этих местах возможно ее разрушение.
605

Экспериментальные исследования деформирования оболо-
чек взрывных камер показали, что в некоторых случаях происхо-
дит «раскачка» колебаний оболочки камеры — циклическое по-
вышение амплитуды колебаний более чем в 1,5—2 раза [2]. К чис-
лу основных причин развития «раскачки» колебаний оболочки
взрывной камеры относят периодическое нагружение стенок каме-
ры отраженными ударными волнами. При кратности промежутка
времени между пульсациями давления на стенке взрывной камеры
периоду собственных колебаний оболочки камеры возможны ре-
зонансные явления, в результате которых наблюдается явление
«раскачки» колебаний оболочки камеры [9]. Снижение эффекта
«раскачки» и связанного с ним эффекта перегрузки оболочки
взрывной камеры может быть достигнуто путем предотвращения
резонанса колебаний камеры и пульсации давления, например, за
счет смещения заряда ВВ из геометрического центра камеры. Дру-
гой причиной «раскачки» колебаний оболочки взрывной камеры
может явиться возбуждение и взаимодействие различных форм
собственных колебаний с близкими частотами.
13.2.4. Пластическое деформирование
оболочки взрывной камеры
Наиболее просто пластическое деформирование оболочки
взрывной камеры удается проанализировать, полагая, что матери-
ал оболочки идеальный упругопластичный с постоянным динами-
ческим пределом текучести а*ин, определяемым по формуле (13.20)
[22]. Уравнение движения элемента оболочки, материал которой
находится в пластичном состоянии, следует из общего уравнения
движения (13.12), в котором напряжения полагаются равными
адин.
р8^ = р(0-^^, (13.33)
где «обол — коэффициент симметрии оболочки, по6ол = 1 для длин-
ной цилиндрической оболочки и побол = 2 для сферической обо-
лочки. Поскольку деформации полагаются малыми, то можно из-
менением радиуса оболочки пренебречь и считать его постоян-
ным.
606

Деформирование оболочки взрывной камеры под дейст-
вием мгновенного импульса. Уравнение движения оболочки для
такого нагружения принимает вид
42и_ иоболаГ5
р л2 к •
Начальные условия: при / = 0 1^(0) = ^, и(0) = и1# При последо-
вательном интегрировании этого уравнения получаем
п стдин
V = -Ыктт * + V];
рК
дин /1
рК 2 1 1
Время (тах достижения максимального перемещения итах — это
время остановки оболочки 1)(1тах) = 0. Из уравнения для скорости
оболочки следует
_ ЦрК
Подставив значение 7тах в соотношение для перемещения щ полу-
чим
и*рК
^"оболат
При развитых пластических деформациях можно пренебречь упру-
гим перемещением и\ и, принимая во внимание, что (1)1 =/отр/(р8),
получить
и,*
2«оболаГР52'
Поскольку деформация равна е = и/ К, то для максимальной
деформации етах получаем следующее соотношение:
/2
*отр
2»и.°Гр82 •
607

Деформация етах не должна превышать допустимую деформацию
8Доп, определяемую материалом оболочки и характером эксплуатации
взрывной камеры. Для взрывных камер из малоуглеродистых сталей,
предназначенных для длительной эксплуатации, еДОп = 2...3 %. По-
следнее соотношение позволяет определить допустимый импульс
взрывной нагрузки, действующей на стенку взрывной камеры:
= 5^
обол°доп
оГр-
Выбирая подходящую зависимость для импульса взрывной на-
грузки, не представляет труда получить формулы для расчета на
прочность проектируемых взрывных камер, при эксплуатации ко-
торых происходит пластическое деформирование их оболочек.
Деформирование оболочки взрывной камеры под дейст-
вием переменного давления. Из соотношения (13.6) следует, что
в момент времени 1\ исчерпания упругих свойств давление р\ на
стенке взрывной камеры будет равно
Р\=Р(*\) = Р<
отр
( I Л
1-4
V
эф
У
Тогда дифференциальное уравнение движения элемента оболочки
(13.33) примет вид
с!2и
сН2
■-Я-/ + А.
р8т1 рб
''обол4
рК
где т, =*;!*-/,. Начальные условия: при / = 0 с1)(0) = 1)19 и{$) = щ.
Двукратное интегрирование этого уравнения дает следующие за-
висимости для скорости и перемещения оболочки:
2р8т!
У = -^-(2 +
Р\_ ".
рб
дин ^\
обол^т
рК
1+У,;
6р8т,
А. п.
рб
обол^т
рК
■+<и1( + и1.
Дальнейшая процедура определения максимального пере-
мещения такая же, как и при импульсном нагружении оболочки.
Определение допустимых параметров нагружения и необходимых
608

конструктивных характеристик оболочки взрывной камеры не
представляет принципиальных трудностей, но в силу громоздко-
сти требует численных расчетов.
При анализе пластического деформирования сферических
оболочек из углеродистой стали (типа стали 35) хорошие резуль-
таты дает модель линейно упрочняющегося тела [21], в котором
связь между напряжением и деформацией имеет вид
а = Де, о<<н;
а = <|н+^1(е-ет), а><ин,
где Е\ — модуль упрочнения; ет — деформация, соответствующая
динамическому пределу текучести.
Приведенные соотношения позволяют в первом приближе-
нии выполнить расчеты оболочек взрывных камер на прочность.
13.2.5. Эмпирические формулы для определения
несущей способности прямоугольных взрывных камер
Прямоугольные взрывные камеры представляют собой
замкнутые параллелепипеды, составленные из плоских панелей
или стенок. Для таких взрывных камер известны инженерные ме-
тодики расчета на прочность (см. библиографию в работе [6]), ос-
нованные на расчленении камер на отдельные панели (пластины) с
тем или иным видом заделки по контуру. Внутренние усилия и
деформации в каждой такой панели рассчитываются с помощью
стандартных методов теории колебаний пластин и оболочек [22].
Кроме теоретических методов расчета существуют и эмпи-
рические, основанные на экспериментальном исследовании взры-
востойкости моделей кубических и параллелепипедных стальных
взрывных камер [15]. В этих исследованиях при изменении гео-
метрических размеров взрывных камер в качестве критерия подо-
бия использовался комплекс
где а — длина ребра камеры; 8 — толщина стенки камеры; тВв —
масса заряда ВВ. Если импульс взрывной нагрузки, действующей
609

на стенку взрывной камеры, определяется зависимостью (13.8), то
Л^2 ~ 1)0, т. е. в геометрически подобных камерах при взрыве гео-
метрически подобных зарядов ВВ начальная скорость стенки ка-
меры не изменяется. В многочисленных экспериментах определялся
остаточный прогиб иост в центре стенки взрывной камеры. Оказа-
лось, что безразмерный остаточный прогиб иост = иост/(а/2) связан с
комплексом N линейной зависимостью
К = е + пкши, (13.34)
где е и пкам — эмпирические постоянные, зависящие от формы и
конструкции взрывных камер. Модельные взрывные камеры изго-
товлялись из малоуглеродистой стали с пределом текучести
ат = 0,264 ГПа. В качестве зарядов ВВ использовались заряды ТНТ.
Для кубических замкнутых взрывных камер с неподкреп-
ленными ребрами е = 4,1 и пкам = 33; для кубических взрывных
камер с жесткими недеформируемыми ребрами е = 5,4 и пкам = 73.
Для параллелепипедных взрывных камер размером ахахЬ с не-
подкрепленными ребрами значения постоянных е и пкам следующие:
е = 41- п =33
з1 ъ
Для стальных взрывных камер с двухслойными стенками со-
отношение (13.34) принимает вид
т1/3
^ = —^ = 4,1 + 13*+(33 + 720*)^,
где б^ — суммарная толщина слоев стенки камеры; И = Н/а\ И —
расстояние между слоями стенки камеры. Как следует из послед-
него соотношения, взрывные камеры с двухслойными стенками
оказываются существенно более прочными.
Для цилиндрических взрывных камер, у которых диаметр
камеры равен ее длине, е = 4,3 и пкаы = 42. При этом в цилиндриче-
ской оболочке взрывной камеры вплоть до разрушения плоских
днищ не возникали остаточные деформации. В отдельных опытах
со сферическими взрывными камерами разрушение камер проис-
ходило при N = 18...20, а допустимым деформациям соответство-
вало значение 7У = 10... 12.
610

Отсутствие остаточного прогиба стенок (иост = и^ = 0) соот-
ветствует упругому деформированию оболочки взрывной камеры.
Значению йост = 0,2 соответствуют заметные пластические дефор-
мации, сопровождающиеся разрушением камеры по ребрам в зоне
термического влияния сварных швов. Допустимыми для однослой-
ных стенок камер считаются безразмерные остаточные прогибы
"ост < ОД- При таких прогибах стенок камеры не разрушаются, по-
этому в них возможно осуществлять многократное взрывание. Ис-
ходя из этого, максимальную массу заряда ВВ, при взрыве которого
взрывная камера не разрушается, можно определить с помощью за-
висимости
>*вв=К)3/2(е + 0,Чам)3. (13.35)
Интересно сравнить массу т^ъ заряда ВВ, при взрыве кото-
рого в стенках взрывной камеры возникают допустимые пластиче-
ские деформации (и0СТ = 0,1), и массу т^ заряда ВВ, при взрыве
которого материал стенок остается в упругом состоянии (и0СТ = 0).
Из (13.35) следует:
_!_
г пкш Ъ |5,85 для камер с неподкрепленными ребрами,
13,0 для камер с жесткими ребрами.
™вв _
т\
упр
ВВ
Применение жесткого оребрения существенно увеличивает взры-
востойкость прямоугольных взрывных камер.
13.2.6. Особенности расчета
железобетонных взрывных камер на прочность
Бетон имеет малый предел прочности на растяжение и по-
этому, казалось бы, является неподходящим материалом для изго-
товления различных взрывозащитных сооружений (в том числе
взрывных камер), поскольку именно способность выдерживать
растягивающие напряжения определяет их взрывостойкость. И тем
не менее армированный бетон (железобетон) широко используется
при их строительстве. Объясняется это тем, что взрывостойкость
сооружения зависит не только от прочности материала, из которого
оно изготовлено, но и от массы сооружения. Действительно, началь-
ная скорость оболочки или стенки взрывозащитного сооружения при
611

импульсном нагружении определяется зависимостью ^0 = /отр/М,
где М — масса единицы площади оболочки или стенки. Кинетиче-
ская энергия ^кин, приобретаемая стенкой, оказывается обратно про-
порциональной массе стенки:
Кш=М^± = ^ (13.36)
2 2М
Эта энергия поглощается при совершении работы, затрачиваемой
на преодоление прочностного сопротивления стенки взрывоза-
щитного сооружения в процессе ее деформирования.
Будем полагать, что прочность железобетонного взрывозащит-
ного сооружения при действии растягивающих напряжений опреде-
ляется в основном прочностью арматуры, а бетонный наполнитель
обеспечивает герметичность сооружения и увеличивает его инертную
массу. Исходя из этого положения и следуя за авторами работы [5],
рассмотрим методику приближенного расчета взрывостойкости же-
лезобетонной цилиндрической взрывной камеры, в которой взрыва-
ется удлиненный заряд ВВ, расположенный вдоль оси камеры.
Железобетонные цилиндрические взрывные камеры, как прави-
ло, состоят из внутренней противоосколочной стальной оболочки и
слоя железобетона, каркас которого состоит из продольной, кольцевой
и радиальной арматур. Во взрывных камерах большого диаметра (~5 м
и более) продольная и кольцевая арматуры обычно объединяются в
сварную арматурную сетку. При возникновении окружных деформаций
растяжения нагрузка воспринимается только кольцевой арматурой.
Анализ колебаний взрывных камер может быть выполнен
изложенными ранее методами с использованием условных проч-
ностных характеристик железобетона. Для случая растяжения же-
лезобетона эти характеристики рассчитываются по формулам
°обол
В о
°обол
е
*^обол
у*=уб,
_к.а.
к.а.
ав >
Р *
^к.а?
612

где З'к.а — суммарная площадь поперечного сечения кольцевой
арматуры; 5обол — площадь меридионального сечения оболочки;
ст*а — предел текучести для кольцевой арматуры; а*а — предел
прочности (временное сопротивление) для кольцевой арматуры;
^к.а — модуль Юнга для кольцевой арматуры; уб — коэффициент
Пуассона для бетона. При сжатии железобетон ведет себя упруго
независимо от уровня действующего напряжения. Модуль Юнга
определяется согласно правилу смешивания характеристик:
V V
*жб *жб
где Уа/Уж6, У6/Уж6 — коэффициенты объемного заполнения желе-
зобетона арматурой и бетоном. Прочность границы раздела внут-
ренняя оболочка — железобетон вычисляется по формуле
аФ =1$р.аав> где ^Ра — суммарная площадь поперечного сечения
радиальной арматуры, приходящаяся на единицу площади оболочки.
Общие методы расчета железобетонных сооружений на проч-
ность при действии взрывных нагрузок изложены в работе [16]. В
настоящем подразделе рассмотрена методика приближенного расчета
несущей способности железобетонных цилиндрических взрывных
камер. Несущую способность взрывной камеры будем характеризо-
вать допустимой массой заряда ВВ, взрыв которого внутри камеры не
приводит к появлению в ее стенках пластических (остаточных) де-
формаций.
При расчете несущей способности взрывной камеры можно
ограничиться только стадией растяжения оболочки. Примем сле-
дующую модель железобетонной цилиндрической взрывной каме-
ры. Оболочка камеры состоит из концентрических стальных обе-
чаек, радиусы и погонные массы которых равны радиусам и по-
гонным массам соответствующих слоев кольцевой арматуры,
жестко соединенных между собой и с внутренней оболочкой ради-
альной арматурой и бетоном, так, что радиальное перемещение иг
(/ — порядковый номер силового слоя) всех силовых слоев взрыв-
ной камеры одинаково. Пространство между обечайками заполне-
но бетоном, который не обладает прочностью на растяжение.
С учетом сказанного можно определить окружное напряже-
ние в /-м силовом слое взрывной камеры радиусом /?,:
613

Ей
' ' *,
Так как по толщине оболочки щ = сопв*, то максимальные напря-
жения возникают во внутренней оболочке взрывной камеры. При
расчете несущей способности взрывной камеры будем исходить из
того, что напряжения во внутреннем силовом слое взрывной каме-
ры не должны превышать предел текучести материала внутренней
оболочки. Тогда допустимое перемещение идоп внутренней обо-
лочки радиусом К\ будет равно
и = ———-
"доп р '
а относительные деформации, возникающие в силовых слоях
взрывной камеры, можно определить по формуле
8 = и*™ = ат1/?1
' Я, ЕК( в
Суммарная упругая энергия деформаций, возникающих во
всех силовых слоях единицы длины стенки взрывной камеры,
"»-Ь 2 р., "^2* р.**' ( }
где /иа,- и ра/ — погонная масса и плотность /-го слоя арматуры.
Предполагается, что в процессе деформирования кинетическая
энергия (13.36), приобретаемая стенкой взрывной камеры, полно-
стью преобразуется в упругую энергию (13.37) деформаций, воз-
никающих в силовых слоях камеры. Приравнивая кинетическую
энергию (13.36) к упругой энергии (13.37), получаем соотношение
для определения допустимого импульса взрывной нагрузки, дей-
ствующей на стенку взрывной камеры:
ДОП
]_
2п2К\^2Е9я1К]
(13.38)
Выбирая подходящую зависимость для импульса взрывной нагруз-
ки, можно из (13.38) получить формулу для расчета допустимой для
614

данной взрывной камеры массы заряда ВВ, при которой в стенке
камеры не возникают в результате взрыва остаточные деформации.
Так, при взрыве удлиненного цилиндрического заряда ВВ удельный
импульс, сообщаемый продуктами детонации стенке взрывной ка-
меры, может быть вычислен по формуле
.= 32/явв>/е
27 пК^ '
где тВв — погонная масса заряда ВВ; <2 — теплота взрыва заряда
ВВ. Приравнивая этот импульс к допустимому импульсу взрывной
нагрузки (13.38), получаем формулу для расчета допустимой по-
гонной массы тВвП заряда ВВ:
27
вв 64
2Е 0 ^Р./ Д?,
(13.39)
Количественный анализ формулы (13.39), выполненный авторами
работы [5], показал ее удовлетворительное согласие с эксперимен-
тальными данными. Поскольку для стенки взрывной камеры
тжб ~тб, то, исходя из (13.39), получаем, что допустимая погон-
ная масса заряда ВВ оказывается пропорциональной корню квад-
ратному из значения погонной массы бетона: т^ ~ фщ.
Наиболее уязвимыми местами железобетонных цилиндриче-
ских взрывных камер являются места сопряжения цилиндрических
оболочек с плоскими покрытиями. Чтобы и в этих местах арматура
работала на растяжение, сопряжение выполняют со скосами.
13.2.7. Учет масштабных эффектов
при разрушении взрывозащитных конструкций
Взрывные камеры, предназначенные для систематического
ведения взрывных работ, обычно проектируются с большим запа-
сом прочности [22], вследствие чего они обладают достаточно
большой массой. Иначе обстоит дело с взрывозащитными конст-
рукциями, в которых взрыв хотя и возможен, но является исклю-
чительным случаем. Иногда к таким конструкциям предъявляют
жесткие требования по ограничению их массы. Например, транс-
портные взрывозащитные контейнеры для перевозки взрывчатых
615

материалов или изоляции взрывных устройств, корпуса ядерных
реакторов двигательных установок и другие взрывозащитные кон-
струкции по необходимости должны обладать минимально воз-
можной массой. Критерием сохранения несущей способности та-
ких взрывозащитных конструкций является не отсутствие пласти-
ческих деформаций, а сохранение сплошности корпуса при
взрыве, т. е. отсутствие в нем сквозных трещин.
Обычно разработка взрывозащитных конструкций сопрово-
ждается экспериментальным исследованием взрывостойкости их
малоразмерных геометрически подобных моделей. Но как перено-
сить результаты экспериментов, полученные на малых моделях, на
реальные взрывозащитные конструкции?
Из приведенного ранее анализа взрывных нагрузок и процесса
деформирования оболочек взрывных камер следует, что при гео-
метрически подобном увеличении размеров оболочки и заряда ВВ
напряженное состояние оболочки не должно изменяться. Иными
словами, напряжения, действующие в оболочке камеры, должны
зависеть от отношения массы заряда ВВ тВв к массе оболочки М
Разрушения геометрически подобных взрывозащитных конст-
рукций следует ожидать при достижении в них предельных напряже-
ний, различие которых связано с влиянием масштабных эффектов
различной природы на прочность конструкции. В настоящее время
масштабные эффекты связывают: 1) с зависимостью прочностных
характеристик материалов от скорости деформаций, которая разли-
чается в геометрически подобных конструкциях; 2) с уменьшением
прочности конструкции при увеличении ее размеров вследствие не-
избежного увеличения количества различного рода дефектов в мате-
риале конструкции (масштабный эффект статистической природы);
3) с увеличением запаса упругой энергии при увеличении размеров
конструкции (масштабный эффект энергетической природы). Под-
робный анализ этих масштабных эффектов выполнен в работе [17]. В
результате экспериментальных и теоретических исследований уста-
новлено, что определяющее влияние на разрушение взрывозащитных
конструкций оказывает масштабный эффект энергетической приро-
ды, согласно которому разрушающие напряжения ср\ и аР2 в геомет-
рически подобных конструкциях объемами У\ и У2 соотносятся как
2и
ар2
V
5
4^2 У
6-п"К
616

где п = (у2/Ух) — коэффициент геометрического подобия. В со-
ответствии с этим соотношением хрупкое разрушение крупномас-
штабных взрывозащитных конструкций может происходить при
сравнительно невысоких напряжениях.
Существуют материалы, у которых отсутствуют сильные мас-
штабные эффекты энергетической природы. К ним относятся волок-
нистые композиционные материалы, например стеклопластики и
органопластики. Отсутствие масштабного эффекта энергетической
природы у таких материалов объясняется одинаковостью размеров
силовых элементов (нитей или жгутов), из которых изготовляются
взрывозащитные конструкции различных размеров. По удельной
прочности и энергопоглощающей способности волокнистые компо-
зиционные материалы заметно превосходят металлические материа-
лы. В работе [17] приведены результаты исследований поведения
оболочек из волокнистых композиционных материалов при внутрен-
нем нагружении взрывом. Установлено, что эти материалы могут с
успехом использоваться в качестве силовых оболочек взрывозащит-
ных контейнеров. Особенно перспективны комбинированные обо-
лочки (сталь + стеклопластик) взрывозащитных контейнеров.
13.3. Расчет круглых и прямоугольных пластин
и крепежных элементов на прочность
при действии взрывных нагрузок.
Противоосколочная защита
Расчет пластин на прочность. Взрывные камеры имеют
двери, смотровые иллюминаторы, вентиляционные заслонки и
другие конструктивные элементы, которые представляют собой
пластины прямоугольной или круглой формы с тем или иным ви-
дом заделки или опирания по контуру. Для расчета предельных
нагрузок, при которых сохраняется упругое состояние материалов
этих конструктивных элементов, используются стандартные мето-
ды теории колебаний пластин и оболочек [16, 22].
Уравнение вынужденных колебаний прямоугольной пласти-
ны размером а х Ъ имеет вид
„д2и -| д4и -д2ид2и д4и) ч л_т
20—1483
617

где х, у — прямоугольные координаты точек пластины; 2) — ци-
линдрическая жесткость. Как известно, при действии взрывной
нагрузки в пластинах возбуждаются колебания различных форм и
частоты. При определении предельных перемещений приближен-
ными методами обычно учитывают только так называемые основ-
ные формы колебаний наименьшей частоты, поскольку именно
они характеризуются максимальными прогибами. Для шарнирно
опертой по контуру пластины решение уравнения (13.40) ищут в
виде
и(х, у, 0 = Г(/)8т—8Ш-^. (13.41)
а Ъ
При равномерно распределенной по пластине нагрузке подстанов-
ка (13.41) в (13.40) приводит к следующему уравнению для опре-
деления функции Т({):
^пТ-1-Ш, (В.42)
ш к
где 0311 — наименьшая частота свободных колебаний пластины;
(13.43)
р5
Для пластины, защемленной по контуру, наименьшая частота сво-
бодных колебаний определяется соотношением [22]
2 4\
1 + 0,605^ + -^
Ъ2 Ь4;
2)
— при а > Ъ. (13.44)
р5
Решение уравнения (13.42) для случая импульсного нагружения
пластины приводит к следующему выражению для максимального
прогиба свободно опертой по контуру квадратной пластины [22]:
готп(оиа4
и=0)0422-от^
Более простой метод расчета максимальных прогибов пла-
стин при нагружении взрывом состоит в использовании статиче-
ских решений и эквивалентных нагрузок. Так, при импульсном
618

нагружении пластин рэкв = 1отрЩ\. Максимальный прогиб пласти-
ны при действии равномерно распределенного давления р опреде-
ляется соотношением [19]
4
Е83
"тах=<И=Г> (13.45)
где а — коэффициент, значение которого зависит от значения от-
ношения Ъ/а и вида заделки. В случае свободного опирания пла-
стины по контуру при Ъ/а = 1; 1,4 и 2 значение а соответственно
равно 0,0433; 0,077 и 0,1106. В случае защемления пластины по
контуру при 4/а = 1; 1,5 и 2 значение а соответственно равно
0,0138; 0,024 и 0,0277. Более подробные таблицы, где приведены
значения а, можно найти в работе [19]. Подставляя в (13.45) вме-
сто параметра р выражение для эквивалентной нагрузки рэкв, мож-
но получить соотношение для расчета максимальных прогибов.
Соотношения для определения максимальных прогибов
круглых пластин в случае их импульсного нагружения имеют сле-
дующий вид:
при защемлении пластины по контуру —
= *отр<»11Я4.
"тах 642) '
при свободном опирании пластины по контуру —
5,814 [1Г
0011 =1Г№
5 +у /«ирСРцД4
Ы™х 64(1 + у) 645)
При V = 0,3 прогиб свободно опертой по контуру пластины в 4 раза
превышает прогиб пластины, защемленной по контуру.
Допустимые прогибы идоп определяют в долях от характер-
ного размера пластины. Обычно для стальных пластин принимают
идоп = 0,01а; для железобетонных — ыдоп = 0,002а; для иллюмина-
торов из органического стекла — идоп = 0,02а.
20*
619

болт
Рис. 13.9. Расчетная схема
крепления пластины с по-
мощью болтов
Расчет болтов на прочность.
Практически все взрывные камеры
имеют крепежные элементы и узлы,
силовой основой которых являются
болты или шпильки. Рассмотрим про-
стой метод расчета этих элементов на
прочность при действии взрывных
нагрузок. Расчетная схема приведена
на рис. 13.9. Пусть под действием
ударной волны пластина получает
скорость [/о, равную 110=12/(2т%
где т — масса пластины; / = / 5 —
полный импульс, действующий на
пластину на площади 5. Кинетиче-
ская энергия, которую в результате действия ударной волны при-
обретет пластина, будет равна
Ж = ^-
2т
Обычно суммарная масса болтов намного меньше массы пласти-
ны, а время распространения упругой волны в стержне болта на-
много меньше времени действия нагрузки. В этом случае нагру-
жение болтов имеет квазистатический характер, а их собственной
кинетической энергией можно пренебречь. В процессе растяжения
стержней болтов кинетическая энергия пластины переходит в ра-
боту деформации, совершаемую при деформировании болтов. Ес-
ли деформирование болтов происходит в упругой области, то в
соответствии с законом сохранения энергии имеем
2 ,т2 г2
а па , 1
п / = —,
2Е 4 2т
где п — количество болтов; а — напряжение; / — длина напря-
женной части стержня болта. Приравнивая напряжение в болте к
динамическому пределу текучести а*ин и задаваясь количеством
болтов и, получаем соотношение для определения минимального
диаметра стержня болта
620

с,-21
а?ин V ш1т
Если пренебречь массой болтов тб0ЛТ нельзя, то для опреде-
ления диаметра с1 следует использовать более точное соотношение
^.2/
_дин
а* \\пп1
( ™ V
т + п-
т,
болт
Расчет толщины противоосколочных экранов. При сис-
тематическом ведении взрывных работ актуальной является защи-
та стенок камеры от действия различных осколков и фрагментов.
Основной способ защиты — экранирование. Оценочные зависимо-
сти для определения толщины 8 стальных и дюралевых экранов
при воздействии на них стальных осколков массой тОСК9 летящих
со скоростью ьоск, имеют следующий вид [20]:
для стального экрана —
8 = 4,7^!;^ или 8 = 5,25™^;
для дюралевого экрана —
6 = 9,7^>оск или 6 = 11,1иМ,
где 8 — в мм; тоск — в г; уоск — в км/с. Так, для защиты от оскол-
ков массой 10 г, летящих со скоростью 1 км/с, необходим сталь-
ной экран толщиной 12 мм.
Список литературы
1. Адищев В.В., Корнев В.М. К расчету оболочек взрывных камер //
ФГВ. 1979. №6.
2. Бузуков АЛ. Нагрузки, возникающие при взрывах в воздухонапол-
ненной взрывной камере // ФГВ. 1980. № 5.
3. Взрывные явления. Оценка и последствия: В 2 кн.: Пер. с англ. /
У. Бейкер, П. Кокс, П. Уэстайн и др. М.: Мир, 1986.
4. Гельфанд Б.Е., Силъников М.В. Фугасные эффекты взрывов. СПб.:
Полигон, 2002.
5. Горбунов Е.Ф., Иванов А.Г., Могилев В.А. и др. Реакция железобетон-
ных камер на внутреннее взрывное нагружение // ФГВ. 1991. № 5.
621

6. Григорьев Г С, Желудов А.В., Желудов В.Л., Глинский В.П. Защитные
конструкции для взрывных процессов // Труды Международной кон-
ференции «V Харитоновские тематические научные чтения». Саров:
РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2003.
7. Даниленко В.В. Синтез и спекание алмаза взрывом. М.: Энергоатом-
издат, 2003.
8. Демчук А. Ф. Один метод расчета взрывных камер // ПМТФ. 1968. № 5.
9. Ждан С.А. Расчет динамической нагрузки, действующей на стенку
взрывной камеры // ФГВ. 1981. № 2.
10. Иванов А.Г., Новиков С.А., Синицын В.А. Исследование поведения
замкнутых стальных оболочек при взрыве внутри них зарядов взрыв-
чатого вещества // ПМТФ. 1968. № 6.
11. Конон Ю.А., Первухин Л.Б., Чудновский АД. Сварка взрывом / Под
ред. В.М. Кудинова. М.: Машиностроение, 1987.
12. Мазаное В.А., Выскубенко Б.А., Кокшаров В.В. и др. Исследования
газодинамических и теплофизических процессов в полости сфериче-
ской взрывной камеры диаметром 12 м // Труды Международной
конференции «V Харитоновские тематические научные чтения». Са-
ров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2003.
13. Мальцев В.А., Степанов Г.В., Конон Ю.А., Первухин Л.Б. Оценка
максимальных напряжений в тонкостенных оболочечных конструк-
циях при воздействии короткого импульса давления // Проблемы
прочности. 1985. № 12.
14. Методы динамических расчетов и испытаний тонкостенных конст-
рукций / А.В. Кармишин, А.И. Жуков, В.Г. Колосов и др.; Под ред.
А.В. Кармишина. М.: Машиностроение, 1990.
15. Набок А.А. Средства локализации взрыва // Труды МВТУ им.
Н.Э. Баумана. № 527. Взрывные процессы в машиностроении. М.:
Изд-во МВТУ им. Н.Э. Баумана, 1989.
16. Попов Н.Н., Расторгуев Б.С., Забегаев А.В. Расчет конструкций на
динамические и специальные нагрузки. М.: Высш. шк., 1992.
17. Разрушение разномасштабных объектов при взрыве / Под ред.
А.Г. Иванова. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 2001.
18. Тимошенко СП. Колебания в инженерном деле. М.: Наука, 1967.
19. Феодосьев В.И. Сопротивление материалов. М.: Наука, 1972.
20. Физика взрыва: В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленко. 3-е изд., перераб. Т. 2.
М.: ФИЗМАТЛИТ, 2002.
21. Цыкин В.И., Чеверикин А.М., Иванов А.Г, Новиков СА. и др. Иссле-
дование поведения замкнутых стальных оболочек при однократном
внутреннем взрывном нагружении // Проблемы прочности. 1982. № 10.
22. Шамин В.М. Расчет защитных сооружений на действие взрывных
нагрузок. М.: Стройиздат, 1989.

Часть VI
МИРНЫЕ ЯДЕРНЫЕ ВЗРЫВЫ
Глава 14
Применение ядерных взрывов
в научных исследованиях
14.1. Применение ядерных взрывов
для накачки лазерных сред*
Ядерный взрыв — это гигантский импульсный источник из-
лучений, в котором даже при энерговыделении не более 1 кт тро-
тил ового эквивалента (ТЭ) за очень малое время (10-8... 10~7 с) ро-
ждается 1023... 1024 нейтронов и гамма-квантов. В таких потоках
излучений, обладающих огромной энергией, могут проводиться
исследования, которые невозможно выполнять в лабораторных
условиях, а именно:
— изучение ядерных реакций, в том числе при использова-
нии микроскопического количества редких искусственных радио-
нуклидов;
— проведение экспериментов по образованию далеких
трансурановых элементов;
— проведение уникальных исследований в области физики
высоких давлений и плотностей.
Одно из перспективных научных направлений — исследова-
ния в области лазерного ядерного синтеза. Для таких исследований
в ряде стран построены и действуют уникальные лазерные установ-
ки с энергией импульса до нескольких десятков килоджоулей: «Ис-
кра-5» (РФЯЦ—ВНИИЭФ, Россия), Иоуа (Ливерморская Нацио-
нальная лаборатория, США), Оекко-ХИ (Япония), а также разраба-
тываются новые более совершенные установки. Основная решаемая
при этом проблема — получение энергии лазерного импульса по-
рядка сотен килоджоулей и даже мегаджоулеи и воспламенение
* См. об этом в работах [1,3].
623

термоядерных мишеней, на которых сфокусированы излучения не-
скольких лазеров. При исследовании этой проблемы ядерный взрыв
может оказаться незаменимым импульсным источником гамма-
излучения для накачки мощных газовых лазеров. Речь идет о не-
большом ядерном взрыве (не более 1 кт ТЭ), реализуемом с соблю-
дением существующих экологических норм. Высокая плотность
гамма-излучения ((1.. .5) • 1016 частиц/см2) на расстоянии 5... 10 м от
центра взрыва позволяет делать такой взрыв источником накачки
больших объемов лазерных сред, обладающим высокой удельной
мощностью (10... 100 МВт /см3) ввода энергии. Сравнительно малые
размеры источника излучения обеспечивают высокую пространст-
венную и временную симметрию. Это чрезвычайно важный фактор,
который следует учитывать при конструировании многоканальных
лазерных систем. Нетрудно убедиться, что при таких благоприят-
ных условиях даже при весьма скромных значениях КПД (3...5 %
от введенной энергии) представляется возможным создавать для
исследования ядерного синтеза лазерные установки с энергией им-
пульса 105... 106 Дж.
14.2* Исследование сжимаемости веществ
под действием высоких давлений ударных волн*
Изучение поведения веществ при интенсивном ударновол-
новом сжатии имеет большое научное и практическое значение.
Теоретическая обработка результатов таких исследований дает
сведения об уравнениях состояния веществ, подвергнутых дейст-
вию высоких давлений, что весьма важно для решения ряда про-
блем геофизики, астрофизики и других областей науки. При дей-
ствии сильных ударных волн в веществах происходят сложные
физические процессы: сжатие кристаллической решетки, сопрово-
ждаемое тепловым возбуждением ядер и электронов, плавление,
переход электронов на внутренние орбиты атомов и т. п. Даль-
нейшее увеличение давления вызывает ионизацию атомов, возбу-
ждение и обобществление электронов. Устанавливается некоторое
усредненное состояние, при котором индивидуальные свойства
кристаллов проявляются слабо. В изучении такого состояния ве-
* См. об этом в работах [5, 6].
624

10
0
10
0
10
0
20
А1
о-
РеСи
/> = ЗТПа
Мо Сс1
■ ■■ о о-
л.
РЬ
-о
Ыа А1 ^ Т1 ре Си
Н> ■"■■О-'ООО—
р=1ТПа
Мо С<1$п
-о—оо-о—
Та
О-
Л-
а.
РЬ
-Х-
Ыа А1
8гл р-ЗООГПа Ва
20 Н
60 Н
40 Н
20
0
р=100ГПа
20 40 60 80 2
Рис. 14.1. Изменение атомных объемов некоторых химических элементов
в зависимости от атомного номера и от давления

ществ особая роль отводится экспериментальным методам иссле-
дования поведения конденсированного вещества в сжатом состоя-
нии. Широкие исследования в этом направлении применительно к
созданию ядерного оружия были начаты в СССР и за рубежом еще
в 1940-х годах. Были разработаны специальные взрывные устрой-
ства, с помощью которых в лабораторных условиях создавались
высокие давления (до 2000 ГПа). Данные о поведении веществ под
действием высоких давлений получают при обработке результатов
измерений параметров ударных волн, распространяющихся в об-
разцах исследуемых материалов. Дальнейшее значительное увели-
чение давления на фронте ударной волны (до 10 000 ГПа) достига-
ется при подземных ядерных взрывах.
Экспериментальные устройства вместе с исследуемыми образ-
цами и датчиками, регистрирующими параметры ударной волны,
располагаются в грунте или в горных породах в специальных нишах
на разных расстояниях от эпицентра взрыва. Таким образом, в усло-
виях одного взрыва можно осуществить измерения сжимаемости,
охватывающие огромный диапазон значений давления — от значе-
ний, типичных для лабораторного взрывного эксперимента, до значе-
ний, в десятки и сотни раз превышающих его возможности. В качест-
ве примера полученных в описываемых экспериментах результатов
можно привести зависимости, иллюстрирующие отмеченное выше
явление потери «индивидуальности» веществ под действием высоких
давлений. На рис. 14.1 показано изменение атомных объемов* неко-
торых химических элементов в зависимости от атомного номера и от
давления. При нормальных условиях (р = 0) существует хорошо вы-
раженная периодическая зависимость атомных объемов Уат химиче-
ских элементов от атомного номера 2, которая отвечает последова-
тельным заполнениям электронами энергетических уровней атомов.
Периодичность этой зависимости определяется различием в поведе-
нии рыхлых структур (щелочные и щелочноземельные элементы со
слабосвязанными электронами 5-уровней) и плотноупакованных
структур с большим числом электронов, заполняющих ^-уровни (пе-
реходные металлы). С ростом давления происходит выравнивание
атомных объемов химических элементов. При этом наибольшие из-
менения происходят у элементов с рыхлой структурой. При давлении
300 ГПа периодичность Уат(2) проявляется уже слабо, а при/? > 1 ТПа
(подземные ядерные взрывы) она практически исчезает.
Атомный объем — это объем 1 моль вещества.
626

14.3. Исследование процесса разрушения материалов
при объемном разогреве излучениями ядерного взрыва*
В зависимости от спектра излучения, материала и толщины
облучаемой преграды при действии излучений ядерного взрыва
может происходить или интенсивный разогрев (даже испарение)
тонкого поверхностного слоя преграды, или ее объемный разогрев.
В первом случае разлет испарившегося поверхностного слоя
приводит к образованию распространяющейся внутри преграды
ударной волны сжатия, во втором случае в преграде возникают две
волны — сжатия и расширения, — амплитуды которых в области
существования твердой фазы пропорциональны концентрации по-
глощенной энергии. Взаимодействие двух встречных волн расши-
рения создает в материале растягивающие напряжения, приводящие
х, с
10
-7
10"
!0
~9
а
*
ж
*у«
В х
■Ро
I I .1 ,1, I.
Г. I I II I I 1 I *1 Л
0,5
1,0
Е/(И - О )
Рис. 14.2. Временная зависимость, характеризующая процесс разрушения
при ударноволновом нагружении
* См. об этом в работах [2, 4].
627

к разрушению преграды отколом. Разрушение отколом может быть
вызвано действием излучений других физических установок, на-
пример линейного электронного ускорителя, ударом высокоскоро-
стного ударника в виде плоской пластины и взрывом заряда ВВ,
находящегося в контакте с исследуемым образцом. Применение для
нагружения импульсных источников излучения позволяет достичь
рекордно малого времени действия нагрузки (до 10~10 с), что пре-
доставляет уникальную возможность изучения физической природы
динамического разрушения материалов, знание которой имеет
большое значение для прогнозирования работы установок при вы-
соком темпе ввода энергии (импульсные ускорители, реакторы и
т. п.). Проведенные исследования позволили выявить многие тонкие
детали процесса импульсного разрушения разогретых материалов.
Например, на рис. 14.2 приведена полученная в экспериментах с
электронным ускорителем и ядерным взрывом временная зави-
симость, характеризующая процесс разрушения, в координатах
(т, Е/(Н+ бплав)), где т — долговечность материала; Е — погло-
щенная энергия; ()плав — теплота плавления; Н— энтальпия. Экс-
периментальные точки на рис. 14.2 соответствуют различным ме-
таллам. Из представленной зависимости следует важный вывод о
том, что для всех исследованных металлов значения отношения
Е/(Н + бплав) при одинаковых значениях долговечности т практиче-
ски совпадают и это отношение является некоторой константой.
Список литературы
1. Бонюшкин Е.К. Ядерный взрыв для науки и прогресса // Атом. 1996.
№3.
2. Бонюшкин Е.К., Завада НИ, Новиков С. А. и др. Обзор результатов
исследований природы процесса динамического разрушения // Высо-
кие плотности энергии. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1997.
3. Мохов В.Н. Ядерные заряды мирного использования (обзор работ
РФЯЦ—ВНИИЭФ) // Высокие плотности энергии. Саров: РФЯЦ—
ВНИИЭФ, 1997.
4. Павловский А.И., Бонюшкин Е.К., Завада НН. и др. Динамическое
разрушение металлов при быстром разогреве // Атом. 1994. № 1.
5. Трунин Р.Ф. Сжимаемость металлов при высоких давлениях ударных
волн // Высокие плотности энергии. Саров: РФЯЦ—ВНИИЭФ, 1997.
6. Ударные волны и экстремальные состояния вещества / Под ред.
В.Е. Фортова и др. М.: Наука, 2000.
628

Глава 15
Применение ядерных взрывов
в промышленности*
Огромная энергия, выделяющаяся при ядерных взрывах, с
самого начала работ над созданием ядерного оружия приводила к
мысли о ее использовании в мирных целях. Каждый килограмм
ядерного топлива в составе ядерного устройства способен выде-
лить энергию, эквивалентную взрыву 30 тыс. т конденсированного
ВВ. Ядерный взрыв такой мощности стоит около 1 млн долл. При
дальнейшем увеличении мощности ядерного устройства в десятки
и сотни раз стоимость ядерного взрыва растет незначительно.
Ядерный взрыв сегодня — это самый мощный и в то же время са-
мый дешевый источник энергии на Земле. Существующие возра-
жения против применения ядерных взрывов для промышленных
целей достаточно серьезны и обоснованны. В первую очередь они
связаны с опасностью радиоактивного заражения окружающей
среды и с большим (в большинстве случаев избыточным) энерго-
выделением.
Требования к мирным ядерным зарядам существенно отли-
чаются от требований к боевым ядерным зарядам. Некоторые тре-
бования более низкие, так как отсутствуют жесткие условия на
массу ядерного заряда, форму и срок его службы, другие требова-
ния более высокие, например требования, предъявляемые к допус-
тимому количеству образующихся при взрыве осколков деления, к
количеству оставшихся несгоревшими плутония и трития, к хими-
ческому составу конструкционных материалов. В боевых ядерных
зарядах примерно половина энергии выделяется в реакциях деле-
ния ядер урана и плутония с образованием соответствующего ко-
личества радиоактивных осколков деления. Это и является глав-
ам, об этом в работах [1—9].
629

ным препятствием для использования таких зарядов в промыш-
ленности. Если бы вся энергия ядерного взрыва получалась в ре-
акциях синтеза, то радиоактивность в основном определялась бы
несгоревшим тритием и активацией нейтронами различных конст-
рукционных материалов заряда и окружающей среды. Такая наве-
денная радиоактивность могла бы быть в сотни раз меньшей, чем
при взрыве боевого ядерного заряда. Изготовлять ядерный заряд,
при взрыве которого будут полностью отсутствовать осколки де-
ления, пока никто не умеет. Чистыми мирными ядерными заряда-
ми называют заряды, в которых основная доля энергии (> 90 %)
выделяется в термоядерных реакциях. Степенью чистоты такого
заряда называют выраженное в процентах отношение энергии, по-
лученной в реакциях синтеза, к полной энергии взрыва. Если, на-
пример, полная энергия взрыва составляет 100 кт ТЭ, а количество
сгоревшего делящегося вещества равно 100 г, чему соответствует
энерговыделение примерно 1,6 кт ТЭ, то чистота заряда будет равна
1°°^.100% = 98,4%.
100
Проведенная в российских федеральных ядерных центрах
огромная работа больших коллективов теоретиков, математиков,
конструкторов, экспериментаторов позволила создать чистые про-
мышленные заряды и осуществить ряд экспериментов по их мир-
ному применению.
Не менее важной проблемой для промышленного исполь-
зования ядерных взрывов является исследование его воздействия
на окружающую среду. Недостаточность знаний свойств мате-
риалов, окружающих ядерный заряд, а также погрешности их ма-
тематического описания могут привести к заметным ошибкам
прогнозирования действия ядерного взрыва. Выделение огром-
ной энергии при взрыве ядерного заряда происходит чрезвычай-
но быстро и с такой интенсивностью, что менее чем за миллион-
ную долю секунды (10~6 с) сам заряд и материал прилегающих к
нему конструкций превращаются в плотную горячую плазму
температурой до десятка миллионов градусов. При подземном
ядерном взрыве этот раздувающийся шар с гигантским давлени-
ем обрушивается на окружающую взрывную камеру горную по-
роду, превращая ее в плотный, но менее горячий газ. Плотность
вещества увеличивается в 4—5 раз. От центра ядерного взрыва
630

распространяется мощная сферическая расходящаяся ударная
волна со скоростью несколько километров в секунду. Амплитуда
ударной волны в горной породе столь велика, что на расстоянии
нескольких сотен метров от центра ядерного взрыва происходит
интенсивное дробление горной породы. При выходе на земную
поверхность ударная волна откалывает плиты горной породы,
толщина которых составляет несколько сотен метров, а длина —
несколько километров. За тысячи километров от места ядерного
взрыва, даже на противоположной стороне земного шара, эхо
взрыва может быть зафиксировано как сейсмическое колебание
земной коры. Давление вблизи ядерного взрыва мощностью не-
сколько десятков килотонн ТЭ достигает 100 ТПа, что может
сравниться с давлением внутри звезд. Поведение веществ при
таком давлении теоретически описывается квантовомеханиче-
скими закономерностями. Для теоретического описания свойств
веществ при меньшем давлении (при удалении ударной волны от
центра ядерного взрыва) требуется привлечение эксперименталь-
ных данных. Учеными российских и американских ядерных цен-
тров получены достоверные экспериментальные данные об урав-
нениях состояния* многих веществ в широком диапазоне значе-
ний давления.
Заявления официальных представителей СССР о необхо-
димости использования ядерных взрывов в мирных целях про-
звучали в 1949 г. В США на это обратили внимание лишь в 1956 г.
Там в течение 1957—1958 гг. была сформирована обширная про-
грамма проведения ядерных взрывов в научных и промышлен-
ных целях ПодуаЬаге («Плуг»). Среди грандиозных проектов с
применением ядерных взрывов можно выделить прокладку еще
одного Панамского канала, строительство огромной гавани на
побережье Аляски и т. п. В интересах программы «Плуг» на по-
лигоне в Неваде была проведена серия ядерных взрывов в разных
грунтах, осуществлены широкие исследования по численному
моделированию заглубленных ядерных взрывов. В СССР первый
опытно-промышленный ядерный взрыв на выброс был произве-
ден на глубине 178 м 15 января 1965 г. у реки Чаган вблизи гра-
ницы Семипалатинского ядерного полигона. Мощность взрыва
* Так называется вся совокупность данных о поведении какого-либо
вещества в широких диапазонах значений давления и температуры.
631

была эквивалентна 140 кт ТЭ. Образовалась гигантская воронка
глубиной около 100 м, диаметром около 410 м. Целью проведе-
ния ядерного взрыва было строительство водоема в засушливом
районе. Этот водоем образовался и существует до сих пор. В нем
появилась рыба, вода из водоема полностью пригодна для питья.
С помощью ядерных взрывов в нашей стране интенсифици-
ровали добычу нефти и газа, построили в толще соляных месторож-
дений громадные емкости для хранения нефти и газопродуктов, ус-
пешно осуществляли геофизическую сейсморазведку. Удачными
были ядерные взрывы на Кольском полуострове, используемые для
дробления апатитовой руды. В процессе этих взрывов были реали-
зованы методы удаления радионуклидов из раздробленной руды.
Извлеченная руда была чистой. Единственный маломощный ядер-
ный взрыв в угольной шахте, расположенной в 5 км от г. Енакиево,
на многие годы ликвидировал выбросы газов в этом районе.
Ядерный заряд, используемый для промышленных целей,
должен иметь малый диаметр, позволяющий опускать заряд в глу-
бокие скважины, обладать повышенной термостойкостью, позво-
ляющей работать при высоких температурах и на больших глуби-
нах, а также способностью выдерживать большие давления. Такие
заряды были созданы в ядерных центрах СССР.
Остановимся немного подробнее на ликвидации с помощью
ядерного взрыва мощного газового фонтана в Узбекистане на Ур-
та-Булакском месторождении. В одной из разведочных скважин
1 декабря 1963 г. возник открытый газовый фонтан высотой 70 м с
объемом выбрасываемого газа около 18 млн м3 в сутки. Ввиду зна-
чительного содержания в фонтане метана и сероводорода он пред-
ставлял большую опасность для окружающей среды и был зажжен
во избежание отравления людей и животных. Фонтан горел 3 года.
Ежегодно сгорало столько газа, что его хватило бы для снабжения
такого промышленного центра, как г. Свердловск (ныне Екатерин-
бург). Попытки ликвидировать фонтан всеми известными обыч-
ными способами к успеху не привели. Физикам-ядерщикам было
дано задание в кратчайшие сроки создать для перекрытия скважи-
ны ядерный заряд, выдерживающий температуру 73 °С на глубине
1,5 км. Схема «глушения» горящего газового фонтана приведена
на рис. 15.1.
Проведению взрыва предшествовал ряд нештатных ситуаций,
связанных с опусканием ядерного заряда в скважину. И тем не ме-
632

нее работа прошла успешно: че-
рез несколько секунд после взры-
ва факел пламени погас навсегда.
Другой пример применения
ядерного взрыва — еще не реали-
зованный проект, огромное значе-
ние которого для всего человече-
ства уже отмечалось в итоговых
документах нескольких междуна-
родных симпозиумов. Речь идет о
потенциальной опасности, угро-
жающей Земле из космоса, — о
возможности столкновения нашей
планеты с двумя типами объектов
солнечной системы: с астероида-
ми и с кометами. В настоящее вре-
мя известны около 100 астероидов
размером более 1 км, хотя счита-
ется, что их полное число на по-
рядок больше. История знает мно-
го примеров падения астероидов
на Землю. При столкновении с
астероидом диаметром 20 км
можно ожидать образования кра-
тера диаметром до 200 км. Паде-
ние подобного астероида 65 млн
лет назад, согласно гипотезе Аль-
вареза (США, 1980 г.), так изме-
нило климат на Земле, что про-
изошло вымирание динозавров. Во
всяком случае, масштаб возмож-
Рис. 15.1. Схема «глушения»
горящего газового фонтана в Уз-
бекистане в 1966 г.:
1 — поверхность земли; 2 — сильно
трещиноватые газопроницаемые пес-
чаники; 3 — непроницаемые пласты
серой глины; 4 — скважина для спус-
ка заряда; 5 — зона разрушенной
обсадной трубы; 6 — зона дробления;
7 — зона трещиноватости; 8 — по-
лость взрыва; 9 — конус обрушения;
10 — обсадная стальная труба
ной катастрофы таков, что вряд ли
следует успокаивать себя невысокой степенью ее вероятности.
В 1966 г. был сделан прогноз о возможности столкновения с
Землей астероида Икар диаметром около 0,5 км. Тогда же обсужда-
лись два способа воздействия на астероид: 1) изменить его траек-
торию с помощью ядерного взрыва; 2) раздробить его, расстреляв
ракетами с ядерными боеголовками. Правда, при использовании
второго способа угроза падения на Землю осколков астероида
633

остается реальной, но значительно уменьшается уровень опасно-
го воздействия. Так как в связи с требованиями обеспечения
безопасности необходимое расстояние от Земли до точки пере-
хвата должно быть большим, то это накладывает жесткие огра-
ничения на своевременное обнаружение «опасных» небесных тел
и расчет их траекторий. Даже так называемый оперативный пе-
рехват, когда опасность замечена поздно, должен, по мнению ра-
кетчиков, происходить за 30...90 сут до предполагаемого столкно-
вения. Естественно, что для защиты от таких глобальных катаст-
роф необходимо объединение ученых всего мира.
Наконец, еще один нереализованный, но практически раз-
рабатывавшийся в свое время проект использования ядерного
Рис. 15.2. Принципиальная схема «взрыволета», предложенная А.Д. Са-
харовым (я), и конструктивная схема одного из вариантов «взрыволе-
та» — ПК-5000 (б):
1 — отсек управления; 2 — отсеки для экипажа; 3 — заряды для основного дви-
гателя; 4 — топливо для стартовых жидкостных реактивных двигателей; 5 —
система подачи зарядов; 6 — система демпфирования; 7 — стартовые жидкост-
ные реактивные двигатели; 8 — экран диаметром 15...25 м; 9 — стартовый стол
634

взрыва — ядерный «взрыволет». Идея «взрыволета» была выска-
зана А.Д. Сахаровым в 1962 г. и состояла в использовании ядер-
ного взрыва для вывода в космос огромной полезной массы. В
двигательной установке предполагалось использовать энергию
последовательных взрывов ядерных зарядов. Полезная нагрузка
1000 т и более должна была обеспечить экипажу многолетнее
пребывание в космосе. Разработка такого «взрыволета» оказалась
очень сложной задачей. Тем не менее в результате проектных
работ все же было сделано заключение о возможности создания
двигательной системы, использующей энергию ядерного взрыва.
На рис. 15.2, а приведена принципиальная схема «взрыволета»
в том виде, в каком ее первоначально предложил А.Д. Сахаров, а на
рис. 15.2, б — конструктивная схема одного из вариантов «взрыволе-
та» — ПК-5000 (число 5000 означает суммарную массу в тоннах).
Кстати, по предложению А.Д. Сахарова при проработке конст-
рукции рассматривался вопрос о размещении в жилом отсеке аппара-
та плантаций с хлореллой в расчете на питание 10—20 человек.
Это лишь некоторые примеры использования ядерных взры-
вов в мирных целях.
К числу проблем, решаемых с помощью ядерных взрывов и
имеющих, подобно астероидной безопасности, общечеловеческое
значение, могут быть также отнесены: 1) ликвидация высокоак-
тивных отходов ядерной энергетики и ядерных силовых устано-
вок; 2) ликвидация химического оружия и особо опасных химиче-
ски токсичных материалов и отходов. Разработка этих видов мир-
ных ядерных технологий, начатая в СССР в 1989 г., в настоящее
время ведется в РФЯЦ—ВНИИЭФ и в РФЯЦ—ВНИИТФ.
Список литературы
1. Андрюшин И.А., Чернышев АХ. Использование ядерно-взрывных
технологий для решения глобальных экологических проблем совре-
менной цивилизации // Высокие плотности энергии. Саров: РФЯЦ—
ВНИИЭФ, 1997.
2. Баторин В.Д., Мокшенков М.М., Фокеев СМ. Ликвидация аварийно-
го газового фонтана на Урта-Булакском месторождении ядерным
взрывом // Атом. 1996. № 1.
3. Волошин Н.П., Симоненко В.А. Из истории ядерных испытаний //
Атом. 1995. №1.
635

4. Волошин Н.П., Симоненко В.А. Из истории ядерных испытаний
(окончание) // Атом. 1996. № 1.
5. Литвинов Б.В. Ядерный взрыв (возможности и перспективы его ис-
пользования) // Атом. 1996. № 2.
6. Малыхин Е.Г. Из истории разработки взрыволета // Атом. 1996. № 1.
7. Таржанова Л.Г. Увидеть небо в звездах // Атом. 1995. № 1.
8. Холин С.А. Кометы атакуют // Атом. 1996. № 1.
9. Холин С.А. Ядерное оружие и наркотики // Атом. 1994. № 1.

Глава 16
Применение ядерных взрывов
в энергетике*
Человечество переживает сейчас очень сложный период: на
Земле запасы ископаемых видов топлива кончаются, а числен-
ность населения резко возрастает. Не приходится всерьез рассчи-
тывать и на так называемые альтернативные источники энергии
(солнечная, геотермальная и т. п.). Эти источники характеризуют-
ся малой плотностью энергии, а затраты на ее концентрацию
слишком велики. Не оправдываются также долговременные наде-
жды на энергию урана. Содержание изотопа 23511 в 2,6 млн т запа-
сов природного урана составляет всего 0,7 %. Энергозапасы этого
количества 235\] на порядок меньше, чем энергозапасы достовер-
ных запасов нефти и газа. Энергозапасы 23811 на порядок больше
энергозапасов нефти и газа, но 23811 требуется предварительно пре-
образовать в плутоний, например, по реакции
Р Р
и + п^%1\]^2%Щ^2194?и. (16.1)
238тт . м V 239
92
Скорость такого преобразования в обычных стационарных реакто-
рах-размножителях не превышает 1 % в год от заложенного 23811,
т. е. отдача энергии происходит слишком медленно.
Но возможности ядерной энергетики не исчерпаны. Кроме
делящихся материалов, на которых работают современные АЭС, на
Земле имеются практически неограниченные запасы дейтерия. Он
может быть использован в термоядерных реакциях — реакциях
синтеза атомнцх ядер, протекающих с выделением огромной энер-
гии. Во всем мире ведутся исследования по освоению управляемой
термоядерной реакции. Но до ее практического использования, по-
* См. об этом в работах [1,2].
637

видимому, еще очень далеко. Для эффективного протекания реак-
ции синтеза необходимы температура и плотность дейтерия, боль-
шие, чем на Солнце. В земных условиях ввиду малого объема топ-
лива требуются еще большие температура и плотность дейтерия,
которые могут быть реализованы только в ядерном взрыве. Авторы
работы [1] считают, что дейтериевая энергетика может быть только
взрывной. Сегодня можно считать «управляемыми» только сравни-
тельно мощные дейтериевые взрывы (килотонной мощности). Пер-
вые публикации и предложения о возможности применения ядер-
ных взрывов для целей энергетики появились практически одно-
временно с первыми испытаниями ядерных зарядов. Публикации
отечественных ученых по вопросам применения ядерных взрывов в
энергетике практически не известны. В 1977 г. А.Д. Сахаров в
г. Нью-Йорке опубликовал статью «Ядерная энергетика и свобода
Запада», в которой он ссылался на некоторые исследования, выпол-
ненные в СССР. Идея сводилась к «использованию термоядерных
взрывов максимально малой мощности... в большой подземной ка-
мере для наработки плутония, который затем сжигался бы в ядер-
ных реакторах».
В СССР в начале 60-х годов XX в. были начаты расчетные,
экспериментальные и конструкторские работы, направленные на
создание устройств для удержания энергии ядерного взрыва. Од-
ному из авторов настоящего учебника — профессору С.А. Нови-
кову — довелось участвовать в экспериментальных исследованиях
по отработке замкнутых стальных взрывных камер, предназначен-
ных для решения этой задачи. Проект не был завершен, но позво-
лил получить уникальный экспериментальный материал, свиде-
тельствующий о возможности осуществления достаточно мощных
многоразовых ядерных взрывов в замкнутых взрывных камерах.
В последние годы известными учеными РФЯЦ—ВНИИТФ
был предложен проект создания новой установки для преобразо-
вания энергии ядерного взрыва, которая была названа разработчи-
ками котлом взрывного сгорания. Предлагаемая ими концепция
обусловливает получение основной доли энергии за счет взрывов
дейтерия. Для зажигания дейтерия используется инициатор из
плутония, который нарабатывается в реакции (16.1) за счет ней-
тронов, образующихся при горении дейтерия. Таких нейтронов
образуется на два порядка больше, чем сгорает ядер плутония в
инициаторе, поэтому получение делящихся материалов в количе-
638

стве, значительно превышающем собственные потребности, вы-
глядит вполне реально.
Одним из основных элементов установки является прочный
стальной котел, в котором с определенной периодичностью произ-
водятся ядерные взрывы. Тепловая мощность такого котла состав-
ляет IV = ()/Твз (2 — энерговыделение одного ядерного взрыва;
Твз— периодичность взрывов). Горячий теплоноситель (натрий,
Т «550 °С) содержится в нижней части взрывной камеры, пред-
ставляющей собой прочный стальной цилиндр диаметром 130 м и
высотой 250 м. За 1 ч около 200 тыс. т теплоносителя прокачива-
ется через теплообменник, охлаждается до температуры около
120 °С и поступает в накопительные резервуары. Рабочее тело
турбины в теплообменниках нагревается, вращает турбину, охла-
ждается и снова подается в теплообменник. Объем взрывной каме-
ры заполнен инертным газом. За несколько минут до взрыва в нее
вводят ядерный заряд, через несколько секунд натрий выпускают
из накопительных резервуаров, и он летит вниз, образуя защитный
слой между ядерным зарядом и оболочкой взрывной камеры. По-
сле взрыва большая часть энергии передается газу в виде энергии
ионизации, теплового движения и кинетической энергии массы
газа. Авторы работы [1] считают, что вполне реально спроектиро-
вать стальной котел взрывного сгорания массой менее 1 млн т, в
котором с периодичностью 1 ч можно будет проводить взрывы,
сопровождающиеся энерговыделением 25 кт ТЭ. Мощность такой
установки составит 25 ГВт.
В заключение отметим, что, хотя большинство проектов ис-
пользования ядерных взрывов в мирных целях кажутся сегодня
фантастическими, ясно одно: если «приручить» ядерные взрывы,
сделать их безопасными, действительно управляемыми, многие
проблемы будущего могут быть успешно решены.
Список литературы
1. Взрывная ^дейтериевая энергетика / Г.А. Иванов, Н.П. Волошин,
А.С. Танеев и др. Снежинск: РФЯЦ—ВНИИТФ, 1977.
2. Иванов Г.А. Взрывной термояд доступней солнечного // Атом. 1996.
№3.

Оглавление
Предисловие 5
Введение И
Часть I. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВЗРЫВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ .... 17
Глава 1. Элементы теории взрывчатых веществ и физики взрыва 17
1.1. Промышленные взрывчатые вещества, применяемые при
обработке материалов взрывом 17
1.1.1. Общая характеристика явления взрыва 17
1.1.2. Классификация взрывчатых веществ 27
1.2. Возбуждение детонации и распространение детонационных
волн в зарядах промышленных взрывчатых веществ. Детона-
ционные волновые генераторы 45
1.2.1. Средства инициирования детонации ВВ 45
1.2.2. Распространение детонационных волн в зарядах ВВ 58
1.2.3. Детонационные волновые генераторы 67
1.3. Параметры нагружения материалов контактным взрывом за-
ряда взрывчатого вещества и высокоскоростным ударом 70
1.3.1. Нагружение контактным взрывом 70
1.3.2. Нагружение высокоскоростным ударом. Прохождение
ударной волны через границу раздела двух сред 79
1.3.3. Нагружение косыми ударными волнами 85
1.4. Метание тел продуктами детонации при взрыве заряда ВВ 99
1.4.1. Энергетический кинематический подход 100
1.4.2. Метание пластины продуктами детонации при нормаль-
ном падении детонационной волны на поверхность
пластины 112
1.4.3. Соотношения для двумерных стационарных моделей
метания 113
1.4.4. Метание пластин через слой передающей среды 118
Список литературы 120
640

Глава 2. Поведение конструкционных материалов при динами-
ческом и ударноволновом нагружении 123
2.1. Классификация режимов нагружения 123
2.2. Динамическое нагружение 126
2.2.1. Динамические диаграммы одноосного сжатия и растя-
жения конструкционных материалов 126
2.2.2. Динамические испытания материалов, находящихся в
сложном напряженном состоянии 129
2.2.3. Динамическая трещиностойкость материалов 130
2.3. Ударноволновое нагружение 132
2.3.1. Основные соотношения 132
2.3.2. Структура ударных волн 133
2.3.3. Напряжения сдвига за фронтом ударной волны 137
2.3.4. Разрушение материалов при взаимодействии ударных
волн 143
Список литературы 154
Часть П. ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ ВЗРЫВОМ 157
Глава 3. Упрочнение металлов и сплавов взрывом 157
3.1. Взрывные устройства, используемые для упрочнения взрывом.... 157
3.1.1. Общая характеристика деформационного упрочнения.... 157
3.1.2. Схемы взрывных устройств, используемых для упроч-
нения 158
3.2. Особенности деформирования металлов и сплавов при удар-
новолновом нагружении 164
3.2.1. Фазовые переходы в металлах и сплавах при ударновол-
новом нагружении и их роль в упрочнении 164
3.2.2. Механизмы деформирования металлов и сплавов при
ударноволновом нагружении 167
3.3. Зависимость параметров упрочнения металлов и сплавов от
интенсивности ударноволнового нагружения 174
3.4. Обработка взрывом сварных соединений металлоконструкций.... 178
3.5. Элементы инженерной методики проектирования взрывных
устройств, используемых для упрочнения взрывом 183
3.6. Детонационно-газовое и взрывное напыление 186
3.6.1. Технологии нанесения покрытий 186
3.6.2. Детонационно-газовое напыление покрытий 187
3.6.3. Распространение детонационной волны в стволе
установки для детонационно-газового напыления 190
3.6.4. Разгон и разогрев частиц напыляемого порошка 194
3.6.5. Формирование покрытий при детонационно-газовом
напылении 200
641

3.6.6. Установки для детонационно-газового напыления и их
применение 206
3.6.7. Взрывное напыление покрытий продуктами детонации
конденсированных ВВ 211
Список литературы 215
Глава 4. Сварка металлов взрывом 217
4.1. Основные схемы и параметры сварки взрывом 217
4.1.1. Основные схемы сварки взрывом 218
4.1.2. Кинематические параметры сварки взрывом 221
4.1.3. Динамические параметры сварки взрывом 224
4.2. Закономерности процесса сварки взрывом 231
4.3. Формирование соединения при сварке взрывом 234
4.4. Особенности сварки взрывом крупногабаритных
металлических листов 242
4.5. Сварка взрывом в сверхзвуковом режиме и ударноволновая
сварка 247
4.6. Элементы инженерной методики проектирования взрывных
устройств, используемых для сварки взрывом 250
Список литературы 254
Глава 5. Штамповка взрывом 256
5.1. Основные понятия штамповки взрывом 256
5.2. Действие подводного взрыва на заготовку 263
5.3. Расчет основных параметров штамповки взрывом 267
5.3.1. Расчет энергии, передаваемой заготовке при штамповке
взрывом 267
5.3.2. Расчет работы, затрачиваемой на формообразование
детали 270
5.3.3. Расчет массы заряда ВВ 278
5.4. Особенности штамповки взрывом 283
5.5. Художественная чеканка взрывом 286
Список литературы 290
Часть III. ВЗРЫВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРЕССОВАНИЯ
ПОРИСТЫХ МАТЕРИАЛОВ И СИНТЕЗА
СВЕРХТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ 292
Глава 6. Прессование пористых материалов взрывом 292
6.1. Модели уплотнения пористых материалов 292
6.1.1. Ударноволновое сжатие пористых материалов 293
6.1.2. Механизмы связывания частиц и микромеханика уплот-
нения пористых материалов 299
6.2. Изготовление плоских изделий из пористых материалов прес-
сованием взрывом 307
642

6.2.1. Схемы взрывных устройств 307
6.2.2. Оценочный расчет основных конструктивных характе-
ристик взрывных устройств для плоского прессования... 311
6.3. Изготовление осесимметричных изделий из пористых
материалов прессованием взрывом 315
6.3.1. Схемы взрывных устройств 315
6.3.2. Формы сходящихся ударных волн при осесимметричном
прессовании взрывом 316
6.3.3. Оценочный расчет основных конструктивных характе-
ристик взрывных устройств для осесимметричного прес-
сования 320
6.4. Динамическое дробление рабочих элементов инструментов из
твердосплавных материалов 325
Список литературы 330
Глава 7. Динамический синтез сверхтвердых материалов 332
7.1. Ударноволновой синтез сверхтвердых материалов 332
7.1.1. Свойства сверхтвердых материалов и их применение 332
7.1.2. Технологии ударноволнового синтеза сверхтвердых
материалов 336
7.2. Детонационный синтез сверхтвердых материалов 343
7.2.1. Синтез сверхтвердых материалов при детонации смесей
бризантных углеродосодержеращих ВВ с графитом и
нитридом бора 344
7.2.2. Синтез УДА при детонации бризантных
углеродосодержащих ВВ 347
7.3. Компактирование взрывом порошков сверхтвердых мате-
риалов 352
Список литературы 356
Часть IV. ВЗРЫВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ РАЗДЕЛЕНИЯ НА
ФРАГМЕНТЫ КОНСТРУКЦИЙ И МАТЕРИАЛОВ .... 360
Глава 8. Применение кумулятивных зарядов для разделения
конструкций 360
8.1. Кумулятивная струя и ее взаимодействие с преградой 360
8.1.1. Принцип действия кумулятивного заряда 364
8.1.2. Моделирование проникания кумулятивных струй
реальных кумулятивных зарядов 374
8.2. Влияние конструктивных характеристик и условий
применения осесимметричных кумулятивных зарядов на их
пробивное действие 381
8.3. Кумулятивные перфораторы 385
8.4. Газокумулятивные заряды и их действие 392
8.5. Удлиненные кумулятивные заряды 400
643

8.5.1. Общая характеристика УКЗ 400
8.5.2. Анализ существующих конструкций УКЗ 403
8.5.3. Определение оптимальных параметров разрезания пре-
град из конструкционных материалов с помощью УКЗ
марки 2ТСн 408
8.5.4. Резание конструкций взрывом 411
Список литературы 417
Глава 9. Взрывные технологии разделения на фрагменты мас-
сивных стальных конструкций и автомобильных шин ..419
9.1. Технология разделения на фрагменты массивных стальных
конструкций, основанная на взаимодействии ударных волн
разрежения 419
9.1.1. Разделение на фрагменты толстостенных конструкций... 419
9.1.2. Ударные волны разрежения — аномальное явление в
газовой динамике 423
9.1.3. Применение метода УВР для резания толстостенных
преград 435
9.2. Взрывные устройства для подводного резания свай 440
9.2.1. Взрывное устройство ВУ1 442
9.2.2. Взрывное устройство ВУ2 444
9.3. Взрывные устройства для резания многослойных трубопро-
водов 446
9.4. Дробление автомобильных шин взрывом 454
Список литературы 462
Глава 10. Взрывные установки многоразового действия 465
10.1. Основные принципы работы взрывных генераторов давления.... 465
10.2. Промышленные взрывные установки многоразового действия... 477
10.2.1. Установка для резания взрывом «Гильотина» 477
10.2.2. Серия взрывных установок для горнодобывающей
промышлености 481
10.2.3. Взрывной метод исследования сейсмостойкости соору-
жений 482
Список литературы 484
Глава 11. Взрывные методы дистанционной разборки боепри-
пасов 486
11.1. Проблема утилизации боеприпасов 486
11.2. Механические свойства твердых взрывчатых веществ при
интенсивном ударном и ударноволновом нагружении 488
11.2.1. Ударноволновое нагружение 488
11.2.2. Прочность твердых ВВ при больших скоростях
деформаций 494
644

11.3. Ударноволновая чувствительность зарядов твердых
взрывчатых веществ 500
11.3.1. Ударные волны в твердых ВВ 501
11.3.2. Критические условия возбуждения низкопорядковых
взрывных процессов 503
11.3.3. Критические условия возбуждения детонации 505
11.4. Некоторые взрывные методы разборки боеприпасов 512
11.5. Взрывные методы уничтожения боеприпасов без возбужде-
ния детонации в их снаряжении с помощью кумулятивных
зарядов 521
11.5.1. Общая характеристика проблемы 521
11.5.2. Физические основы технологии разминирования с по-
мощью кумулятивных зарядов 523
11.5.3. Лабораторные испытания взрывной технологии разми-
нирования 525
11.5.4. Полигонные испытания взрывной технологии разми-
нирования 529
Список литературы 535
Часть V. ЗАЩИТА ОТ ДЕЙСТВИЯ ВЗРЫВА 537
Глава 12. Методы ослабления действия взрыва и его локализации .. 537
12.1. Ослабление действия взрыва в воздухе 537
12.1.1. Ослабление действия взрыва в воздухе с помощью
оболочки из воды или песка 538
12.1.2. Ослабление действия взрыва в воздухе с помощью
экранов из пены и воздушно-водяных завес 544
12.1.3. Ослабление действия взрыва в воздухе с помощью
перфорированных преград 552
12.2. Ослабление действия взрыва в воде с помощью пузырьковых
экранов 555
12.3. Применение пористых экранов и амортизаторов для защиты
конструкций от воздействия взрывных и ударных нагрузок... 564
12.3.1. Уменьшение с помощью пористых экранов нагрузок,
действующих на конструкции при их ударноволновом
нагружении 564
12.3.2. Уменьшение с помощью пористых амортизаторов
нагрузок, действующих на конструкции при их ударном
нагружении 567
Список литературы 569
Глава 13. Взрывные камеры 571
13.1. Расчет взрывных нагрузок, действующих на стенки взрывных
камер 571
645

13.1.1. Общая характеристика взрывных камер 571
13.1.2. Взрывные нагрузки, возникающие при взрыве компакт-
ных зарядов ВВ 577
13.2. Расчет взрывных камер на прочность 591
13.2.1. Уравнение динамического деформирования оболочек
осесимметричных или центрально-симметричных
взрывных камер 592
13.2.2. Упругое деформирование оболочки взрывной камеры.. 594
13.2.3. Учет других форм колебаний оболочек при расчете
взрывных камер на прочность 601
13.2.4. Пластическое деформирование оболочки взрывной
камеры 606
13.2.5. Эмпирические формулы для определения несущей
способности прямоугольных взрывных камер 609
13.2.6. Особенности расчета железобетонных взрывных камер
на прочность 611
13.2.7. Учет масштабных эффектов при разрушении взрыво-
защитных конструкций 615
13.3. Расчет круглых и прямоугольных пластин и крепежных эле-
ментов на прочность при действии взрывных нагрузок. Про-
тивоосколочная защита 617
Список литературы 621
Часть VI. МИРНЫЕ ЯДЕРНЫЕ ВЗРЫВЫ 623
Глава 14. Применение ядерных взрывов в научных исследо-
ваниях 623
14.1. Применение ядерных взрывов для накачки лазерных сред 623
14.2. Исследование сжимаемости веществ под действием высоких
давлений ударных волн 624
14.3. Исследование процесса разрушения материалов при объем-
ном разогреве излучениями ядерного взрыва 627
Список литературы 628
Глава 15. Применение ядерных взрывов в промышленности 629
Список литературы 635
Глава 16. Применение ядерных взрывов в энергетике 637
Список литературы 639

Учебное издание
Селиванов Виктор Валентинович
Кобылкин Иван Федорович
Новиков Станислав Александрович
Взрывные технологии
Редактор Е.В. Авалова
Художник КГ. Столярова
Компьютерная верстка С. Ч. Соколовского
Оригинал-макет подготовлен
в Издательстве МГТУ им. Н.Э. Баумана
Санитарно-эпидемиологическое заключение
№ 77.99.60.953.Д.003961.04.08 от 22.04.2008 г.
Подписано в печать 18.08.08. Формат 60x90/16. Печать офсетная
Бумага офсетная. Гарнитура «Тайме». Усл. печ. л. 40,5
Уч.-изд. л. 40,0. Тираж 1000 экз. Заказ №1483
Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана
105005, Москва, 2-я Бауманская, 5
Отпечатано с готовых диапозитивов в ГУП ППП «Типография «Наука»
121099, Москва, Шубинский пер., 6
18ВК 978-5-7038-3084-0
9