В. Г. ПЕТУШКОВ

ПРИМЕНЕНИЕ

ВЗРЫВА

В СВАРОЧНОЙ
ТЕХНИКЕ

Под редакцией академика Б.Е. ПАТОНА

ПРОЕКТ

КИЕВ НАУКОВА ДУМКА 2005
УДК 669.017: 621.7.044.2

Настоящая монография — первая в научно-технической литературе Украины книга
по теории и практике обработки металлов взрывом. В ней рассмотрены основы физики
взрыва и ударных волн в твердых телах, влияние взрыва иа комплекс механических
свойств металла, описаны конкретные схемы и новые технологические процессы упроч-
нения, сварки, резки и повышения надежности сварных металлоконструкций взрывом,
а также некоторые вопросы зашиты окружающей среды от вредного побочного дейст-
вия взрыва.

Для инженерно-технических работников и специалистов, занимающихся обработ-
кой металлов и сплавов в машиностроении, металлургии, промышленном строительст-
ве, а также для работников, связанных с использованием энергии взрыва в материало-
ведении и металлообработке. Может быть полезна студентам машиностроительных спе-
циальностей технических вузов в качестве учебного пособия.

Дана монографЁя — перша в науково-технЁчшй лЁтератур! УкраЁни книга з теорп та
практики обробки метал!в вибухом. У нёй розглянуто основи фЁзики вибуху 1 ударних
хвиль у твердих тЁлах, вплив вибуху на комплекс механЁчних властивостей металу, опи-
сано конкретно схеми й иовё технолопчнЁ процеси змшнення, зварювання, рЁзаиия й
пщвищення надЁйностЁ з вари их метал оконструкцш вибухом, а також деяк! питания за-
хисту навколишнього середовища вёд шкёдливо! побЁчно! дп вибуху.

Для Ёнженерно-технЁчних працЁвиикЁв 1 фахЁвшв, шо займаються обробкою металЁв
1 сплавЁв у машинобудуваннЁ, металургп, промисловому будЁвницгвЁ, а також для працЁв-
иикЁв, пов’язаиих з використаниям енергн вибуху в матерЁалознавствЁ й мсталообробцЁ.
Може бути корисною студентам машин обудЁвн их спеиЁальиостей технЁчних вузЁв як нав-
чальний пос!бник.

Печатается по постановлению ученого совета
Института электросварки им. Е.О. Патона
Национальной академии наук Украины

Вадання здшенене за державном контрактом
на випуск науковоТ друкованоТ нродукцн

Редакция физико-математической
и технической литературы

Редакторы Т.С. Мельник, О.А. Микитенко, Л. В. Савай

п 2704060000 - 042

2005

18ВМ 966-00-0286-6

© В.Г. Петушков, 2005
ОТ НАУЧНОГО РЕДАКТОРА

В последние десятилетия изучение и применение на пра-
ктике энергии взрыва заметно переместилось из тради-
ционной военной сферы в созидательную — технологию
металлообработки. Постоянно расширяется круг объек-
тов приложения взрывных технологий, непрерывно рас-
тут масштабы их использования.

Данное издание — первая в Украине монография по
теории и практике обработки металлов взрывом. В ней
всесторонне освещены теоретические и прикладные про-
блемы использования энергии взрыва в сварочной тех-
нике, приведены результаты содержательных аналитиче-
ских и экспериментальных работ в области изучения ди-
намики процесса. Дана оценка физико-механических и
химических свойств, приведена металлография объектов
взрывной обработки,

В книге в достаточном объеме рассмотрены основы
физики взрыва и ударных волн в твердом деформируе-
мом теле, воздействие взрыва, в том числе экстремально
высоких скоростей деформации, характерных для взрыв-
ных нагрузок, на механические характеристики металли-
ческих материалов, приведены конкретные схемы новых
технологических процессов сварки, резки и упрочнения
металлов, обработки взрывом сварных соединений ме-
таллоконструкций в целях повышения их надежности. В
ней обобщены и систематизированы результаты многолет-
них исследований и разработок, выполненных главным
образом в Институте электросварки им. Е.О. Патона НАН
Украины, а также в ведущих научно-исследовательских
организациях Украины и бывшего СССР, причем зна-
чительное место занимают оригинальные материалы, по-
лученные автором (гл. 2 и 5, частично гл. 3). Уделено до-
лжное внимание актуальным проблемам экологии при-
менения взрывных технологий и современным методам
защиты окружающей среды от вредного побочного дейст-
вия взрыва.
6 От научного редактора

Безусловно, даже столь емкая монография не смогла исчерпать все
проблемы и достижения в этой привлекательной области физики высоких
плотностей энергии. К тому же соответствующие исследования и разрабо-
тки непрерывно развиваются и углубляются. Но знакомство с этой книгой
позволит интересующемуся читателю получить представление о современ-
ном состоянии изучения и применения в Украине, а также за ее предела-
ми достижений металлообработки взрывом.

Данное издание послужит также хорошим справочным материалом
для специалистов, работающих в области материаловедения и машиност-
роения, а также применения технологий обработки металлов взрывом.
Кроме того, эта книга может быть использована и как учебное пособие
для студентов технических вузов.

Академик Б.Е. Патон
ПРЕДИСЛОВИЕ

Многие столетия человек использовал взрывчатые веще-
ства (ВВ) для выполнения полезной работы. За послед-
ние десятилетия использование энергии ВВ в технологии
машиностроения развивалось ускоренными темпами, че-
му способствовало углубленное изучение особенностей
поведения металлов при интенсивном кратковременном
нагружении и выявление уникальных возможностей тех-
нологических приложений взрыва. Металлообрабатыва-
ющие заводы стали превращаться как бы во взрывные
камеры, в которых мощная обузданная энергия взрыва
использовалась для обработки металла. Инженер-произ-
водственник, столкнувшись с задачами обработки посред-
ством этого необычного источника энергии, попадал в
трудное положение, так как использовать весь свой пред-
шествующий опыт в новых условиях и увязать его с теми
задачами, с которыми он столкнулся в этой новой мето-
дике обработки металлов и изготовления деталей с по-
мощью взрыва, оказалось нелегко.

По традиции изучение и развитие взрывной техники,
в том числе воздействия порождаемых взрывом ударных
волн (УВ) на материалы и конструкции, было прерогати-
вой военных ведомств, которые занимались вопросами
разрушения объектов в ходе военных действий. Поэтому
значительный объем наших знаний о ВВ и взрывах был
накоплен в исследованиях, проведенных по инициативе
военных властей.

Применение ВВ для конструкционного воздействия
на металлы, строго говоря, неново. Например, еще в 1888 г.
Чарльз Монро пользовался зарядами прессованного пирок-
силина для выдавливания сложных узоров на железных
плитах по методике, в известной мере Сходной с сущест-
вующей. Вслед за Монро многие другие исследователи
выполняли различные операции по обработке металлов с
помощью зарядов ВВ; так, в 30-е годы XX вв. была освоена
мелкая вытяжка толстых артиллерийских стальных плит
взрывом. Эти первые исследования в то время привлекли
к себе недостаточно внимания, так как тогда казалось, что
в подобных операциях нет необходимости. Однако дости-
жения последних лет в новых отраслях техники, сопрово-
ждавшиеся все более широким внедрением новых идей, породили огром-
ный интерес к операциям взрывной обработки (ОВз) металлов. Основная
часть достижений в промышленном приложении энергии взрыва основана
на исследованиях, проводимых приблизительно с 1950 г.

Главная роль в разработке технологии ОВз изначально принадлежала
авиационной промышленности и ракетостроению. Стремительный прог-
ресс в технологии привел к тому, что многие новые технологические
способы устаревали еще до их внедрения в производство. Это было обу-
словлено тем, что сборные системы зачастую изготавливаются только в
очень ограниченном количестве со множеством разных мелкосерийных
опытных деталей, многие из которых имеют сложную конфигурацию,
изготавливались из трудно обрабатываемых материалов с жесткими требо-
ваниями по допускам. Поэтому подобная технология производства в со-
четании с возрастающей конкуренцией и, следовательно, постоянной
необходимостью снижения расходов на производство заставили многие
фирмы начать исследования по разработке новых методов обработки
металлов с использованием мощных источников энергии.

Применение ВВ в качестве источника энергии высокой плотности в
области металлообработки развивалось на основе не прекращающегося
интереса к обработке металлов с ее широкими возможностями в самых
различных отраслях промышленности. В настоящее время операции обра-
ботки металлов взрывом охватывают теперь штамповку, калибровку, раз-
вальцовку, гравировку, прессование, сварку, поверхностное упрочнение,
синтез новых материалов, резку, повышение надежности сварных конст-
рукций и др. Исходный материал, из которого производятся изделия,
применяется в виде толстых плит, листа или порошка. Многие из этих
операций внедрены в производство, а некоторые из них все еще нахо-
дятся в стадии научно-прикладного освоения. Интерес к обработке ме-
таллов взрывом не ослабевает и сегодня по многим причинам, например:
необходимость выполнять операции по обработке давлением крупногаба-
ритных деталей, когда требующееся усилие и общие размеры штампа
намного превосходят возможности существующих прессов; потребность в
новых методах обработки применительно к некоторым металлам и неко-
торым изделиям сложной формы в век космических достижений; стрем-
ление к экономии с точки зрения оборудования и труда при производст-
ве мелкосерийных изделий некоторых типов. Кроме того, сейчас дейст-
вует еще один очень привлекательный психологический фактор — стре-
мление принять участие в развитии новых идей.

Такие операции, как штамповка и калибровка взрывом, разработан-
ные применительно к производству, оказались настолько эффективны-
ми в самолетостроении и ракетостроении, что и в других отраслях ме-
таллообрабатывающей промышленности их стали тщательно изучать с
точки зрения использования их достижений в родственных технологиче-
ских операциях. Особенно многообещающей в этом отношении является
область производства прототипов-деталей в опытных цехах, где проблемы,
связанные с мелкосерийностью, стоимостью используемого капитального
оборудования и самой механической обработки, полностью сходны с те-
ми, о которых говорилось в связи с ракетостроением.
По мере разработки таких операций становится все очевиднее, что
заряд ВВ представляет собой небольшой дешевый патрон, способный вы-
полнить громадную работу. Кроме того, работа с ВВ приводит к понима-
нию того, что заряд ВВ при умелом обращении с ним вполне безопасен.
Представляется очевидным, например, что работа с ВВ значительно безо-
паснее давно освоенного обслуживания высоковольтных электрических
систем и установок. С учетом этих двух обстоятельств инженер-новатор
может распространить применение ВВ на обработку новых, менее употре-
бляемых металлов, причем в странах с развитой промышленностью этот
процесс проходит все более интенсивно.

Большую часть операций по обработке металлов взрывом можно
разделить в зависимости от расположения заряда ВВ относительно заго-
товки на две основные категории. Первая из них охватывает те опера-
ции, при которых заряд располагается в непосредственном контакте с
заготовкой (контактные операции). Вторая же категория включает в
себя операции, при которых заряд находится на некотором расстоянии
от заготовки, а энергия передается заготовке через промежуточную сре-
ду — воздух, масло или воду. Операции данного типа относятся к дистан-
ционным и сильно отличаются друг от друга по давлению, развивающе-
муся на заготовке, а также последующим изменением свойств материала.

Схематически всякую операцию по обработке металла взрывом мож-
но расположить где-то в спектре операций в зависимости от давления
или скорости деформации в заготовке. Весь этот спектр делится на два
основных интервала, соответствующие дистанционному и контактному
воздействиям. Давления в этом спектре приобретают значения от не-
скольких сотен до сотен тысяч атмосфер. На большую часть операций
тратится время, измеряемое либо микросекундами, либо миллисекунда-
ми. Естественно, поведение материалов в этом широком спектре опе-
раций будет далеко неодинаковым.

Понятно, что более всего разработаны те операции, которые больше
схожи с обычной обработкой металлов. Это главным образом дистанцион-
ные операции, включающие в себя штамповку и калибровку. Менее разрабо-
таны те операции, которые сильнее отличаются от обычных операций и ча-
сто предполагают новые представления о поведении металлов. Большая их
часть относится к контактным операциям, включающим в себя сварку, регу-
лируемую резку, обработку сварных соединений, синтез материалов с новы-
ми свойствами и прессование порошков. Почти все производящиеся сейчас
изделия изготовляются посредством дистанционных операций. Однако, ес-
ли исходить из накопленных результатов исследований, то будущее контакт-
ных операций представляется не менее перспективным, чем дистанционных.

Неодинаковое давление, развивающееся при дистанционных и контак-
тных операциях, разная энергия, передаваемой заготовке и возбуждающей
волне напряжений разной интенсивности в заготовках некоторых типов,
обусловливает неодинаковое поведение материалов в ходе операций. Одна-
ко основные механизмы пластического течения и разрушения остаются, по-
видимому, для большей части операций неизменными. Например, все еще
существует пластическая деформация, выражающаяся в микроструктурном
масштабе через скольжение, двойникование, деформацию зерен и т.п. Раз-
рушение и на сегодняшний день можно рассматривать с позиции локали-
зованных полей растягивающих и сдвиговых напряжений. Но способ воз-
никновения и развития этих механизмов, а также степень их активности
очень сильно изменяются от операции к операции в зависимости от усло-
вий нагружения. Вот эти-то изменения относительно возникновения и раз-
вития основных механизмов, силы их действия, резких изменений и чрез-
мерной локализации воздействий и приводят к необычному и порой непре-
двиденному поведению металлов во многих операциях.

В 1946—1947 гг. группой советских ученых под руководством М.А. Лав-
рентьева были получены первые результаты исследования несимметричных
косых соударений, положивших начало изучению процесса сварки взрывом.
Позднее в ряде работ американских ученых (Г. Абрахамсон, Г. Кован,
А. Хольцман, В. Филипчук и др.) сообщалось об исследовании различных
явлений, сопутствующих процессу сварки взрывом. К середине 50-х годов
XX в. можно отнести начало интенсивных исследований упрочнения,
штамповки, резки и других операций ОВз металлов. Первоначально эти
исследования проводились главным образом американскими и советскими
учеными, результаты работ которых нашли широкое внедрение в промы-
шленности США и СССР. Следует отметить, что СССР занимал одно из
ведущих мест в этой области. В настоящее время почти во всех промыш-
ленно развитых странах дальнего зарубежья (Англия, Франция, Япония,
Швеция, ФРГ, Китай и др.) ведутся работы по исследованию и примене-
нию процессов металлообработки энергией взрыва.

Современное состояние обработки металлов взрывом требует проведе-
ния широких теоретических и экспериментальных работ в области изуче-
ния динамики различных процессов обработки взрывом, физико-механи-
ческих и химических свойств металлов в процессе обработки и после нее.
В данной работе поставлена задача по возможности обобщить и система-
тизировать основные опубликованные материалы по теоретическим и
прикладным вопросам использования энергии взрыва в сварочной техни-
ке, полученные главным образом в Институте электросварки им. Е.О. Па-
тона НАН Украины (ИЭС). При этом значительное внимание уделено во-
просам фундаментального характера, касающимся физики взрыва и удар-
ных волн (УВ), вызываемых ими нагрузок и реакции материалов на
эти нагрузки. Инженер, пожелавший оценить применимость новейших
технических приемов к своим производственным потребностям и пыта-
ющийся затем решить технические задачи, связанные с операциями об-
работки металлов взрывом, должен быть хорошо знаком с теоретическими
и экспериментальными фактами, относящимися к поведению взрывных
систем, а также с создавшимся к настоящему времени положением в обла-
сти их практического приложения.

Книга содержит шесть глав, которые взаимно дополняют друг друга.

В первой главе можно найти историческую справку о применении
энергии взрыва в металлообработке, а также необходимые сведения о наи-
более распространенных промышленных взрывчатых веществах, дана их
классификация и сформулированы рекомендации по их использованию
при решении технологических задач. Рассмотрены основные положения
теории детонации газообразных и конденсированных взрывчатых веществ,
условия стационарного распространения детонации, сейсмическое дейст-
вие взрыва. Физико-механическое воздействие взрыва на твердые тела в
результате прохождения по ним ударных волн анализируется на примере
упрочения металлических материалов. Приводится дислокационная мо-
дель деформирования и упрочения металлов, микроструктурные особен-
ности реакции железа и его сплавов на взрывное нагружение. Эти сведе-
ния даны в форме, позволяющей использовать их при решении задач соз-
дания конкретных технологий обработки металлов взрывом.

Во второй главе приводятся сведения, относящиеся к особенностям
поведения металлических материалов при экстремально высоких (ё = 105 с-1
и более) скоростях деформации, характерных для условий нагружения ме-
таллов ударными волнами. Несмотря на то, что принципиальный харак-
тер изменения свойств металлов при интенсивных динамических воз-
действиях считается известным, уяснение основных его проявлений зак-
ладывает основу для лучшего понимания практических операций. В
этой же главе рассматриваются основы методологии определения динами-
ческих характеристик прочности и вязкости металлов при методически
наиболее сложных испытаниях на растяжение, при которых материалы, в
том числе пластичные, доводятся до разрушения, принципы создания ис-
пытательных устройств, приведены количественные значения указанных
характеристик для условий интенсивного кратковременного нагружения.
Материал главы содержит преимущественно результаты оригинальных ис-
следований автора.

Третья глава начинается с краткой справки об истории явления со-
единения металлов при высокоскоростном косом соударении твердых
тел. Рассмотрены принципиальные схемы сварки металлов взрывом,
особые требования к взрывчатым веществам для осуществления этой
операции, параметры и основные закономерности процесса сварки
взрывом. Большое внимание уделено специфическому для сварки взры-
вом явлению волнообразования в зоне соединения, тепловой ситуации
в этой зоне, сформулированы условия сохранения образовавшихся сое-
динений в условиях воздействия волн разгрузки, приведены соотноше-
ния, описывающие границы области параметров косых соударений,
обеспечивающих получение качественных соединений (область сварки
взрывом). Дан подробный сопоставительный анализ сложившихся гид-
родинамического и энергетического критериев сварки взрывом, а также
предложенного автором критерия, базирующегося на упругопластичес-
кой модели соударяемых тел, который позволяет учесть их индивидуа-
льные свойства. Материал главы содержит многочисленные примеры
практических технологий сварки взрывом материалов и элементов кон-
струкций, а также сведения об опыте создания опытных участков свар-
ки взрывом на промышленных предприятиях, оборудовании для сварки
взрывом и свойственных ей дефектах изделий.

В четвертой главе систематизированы оригинальные сведения по испо-
льзованию энергии взрыва для резки материалов. Приведен краткий исто-
рический экскурс и подробно рассмотрены теоретические основы явления
кумуляции, в том числе условия формирования и устойчивости кумулятив-
ной струи для случаев осевой и плоской симметрии как в отсутствие, так и
при наличии облицовки кумулятивной выемки. Анализируются условия
обеспечения максимальной пробивной способности кумулятивной струи,
даны рекомендуемые способы разделения преград, конструктивные особен-
ности удлиненных и осесимметричных кумулятивных зарядов с медной,
свинцовой, алюминиевой и стальной облицовками кумулятивной выемки, а
также устройств различного назначения на их основе, производимых в
ИЭС. Много внимания уделяется применению резки взрывом в особых ус-
ловиях: под водой, при наличии пожаро взрывоопасной атмосферы, в усло-
виях радиационного заражения. Применительно к подводной резке взрывом
рассмотрены условия надежной передачи детонации от заряда к заряду, ин-
тенсивность возникающих при этом ударных волн и способы их измерения
и гашения для зашиты ихтиофауны от вредного побочного действия взрыва.
Технологические возможности резки взрывом иллюстрируются примерами
ее промышленного применения в наземных и подводных условиях, а также
при ликвидации последствий Чернобыльской катастрофы.

В пятой главе подытоживается опыт, накопленный в ИЭС в области
обработки взрывом сварных соединений в целях управления распределе-
нием остаточных напряжений, деформаций и структурой металла в зоне
соединения, а также новых технологий комбинированной взрывотермиче-
ской обработки и предварительной обработки взрывом подлежащих сварке
кромок. Следует подчеркнуть, что если явления сварки, упрочнения, рез-
ки, штамповки и других операций металлообработки взрывом есть доста-
точно известными, то ИЭС до сих пор остается едва ли не единственным
в мире центром, где были начаты и продолжаются систематические иссле-
дования по взрывной и взрывотермической обработке сварных соедине-
ний. Глава содержит необходимые сведения о влиянии сварочных остато-
чных напряжений на служебные свойства сварных конструкций при воз-
действии статических и повторно-переменных нагрузок в условиях низких
температур и наличия коррозионно-активных сред. Излагается физическая
теория явления снижения остаточных напряжений обработкой взрывом,
рекомендованы схемы обработки и параметры соответствующих зарядов
взрывчатого вещества для обработки конструкций различного конструкти-
вного исполнения в целях повышения надежности сварных соединений, а
также опыт широкомасштабного применения данной технологии в быв-
шем СССР и за рубежом.

Шестая глава посвящена актуальным проблемам зашиты человека и
окружающей среды от побочного действия взрыва на основе подходов,
разработанных в ИЭС. Они основаны на использовании двух- и многофа-
зных защитных сред пенистой структуры, состоящих из газообразных и
конденсированных веществ. Специфический характер энергообмена между
фазами в таких средах при прохождении по ним воздушной ударной вол-
ны приводит к резкому снижению ее параметров, а следовательно, к умень-
шению опасности повреждения близкорасположенных живых и неживых
объектов. Эти разработки позволяют не только улучшить экологическую
чистоту взрывных технологий, но и способствует значительному расшире-
нию объектов и масштабов практического использования металлообработ-
ки взрывом. Автор будет глубоко признателен всем читателям за советы,
замечания и предложения по улучшению содержания книги.
Вся трудность физики ... состоит в том,
чтобы по явлению движения распознать
силы природы, а затем по этим силам
изъяснить остальные явления.

ИСААК НЬЮТОН

ГЛАВА 1

ОСНОВЫ ФИЗИКИ ВЗРЫВА И УДАРНЫХ
ВОЛН В ТВЕРДЫХ ТЕЛАХ

1.1.	ЯВЛЕНИЕ ВЗРЫВА

Взрыв представляет собой чрезвычайно быстрое физиче-
ское или химическое превращение вещества или смеси
веществ из одного состояния в другое с переходом поте-
нциальной энергии в кинетическую энергию газообраз-
ных продуктов. Взрыв проявляется как скачкообразное
повышение давления в окружающей среде в форме удар-
ной волны (УВ). Заметим, что понятие УВ было впервые
введено Б.О. Риманом *. УВ представляет собой, посу-
ществу, тонкий слой вещества, в котором происходят не-
обратимые процессы. Параметры среды в этом слое мо-
гут быть определены только с учетом диссипативных по-
терь, и тогда становится возможным установление связи
параметров движения волны с основными законами сох-
ранения. Более адекватное описание поведения среды в
УВ принадлежит Г.Ж. Гюгонио 1 2, который дополнитель-
но ввел в рассмотрение закон сохранения энергии3.
Взрыв сопровождается также звуковым эффектом, воз-
никающим в результате ослабления УВ и перехода ее в
звуковую. Образование при взрыве УВ и сильно сжатых
газов обусловливает его разрушающее действие.

Взрывы могут быть вызваны различными физичес-
кими или химическими явлениями. Можно привести
следующие примеры взрывов, обусловленных физически-
ми причинами; взрыв парового котла или бомбы со сжа-

1 Риман Б.О. О распространении волн конечной амплитуды. —
М.; Наука, 1948. — 595 с.

2 Ниёоп1о1 Н.Т. Я. де Гесо1е ро1угесЬп1дие. — 1889. — 58.

3 Меркулова НМ. История механики газа. — М.; Наука,
1976. - 231 с.
тым газом. В первом случае явление вызвано быстрым переходом перег-
ретой воды в парообразное состояние, во втором случае — повышенным
давлением газа в бомбе. В обоих случаях взрыв возникает вследствие
преодоления сопротивления стенок резервуара, а его разрушительный
эффект зависит от давления, под которым пары или газы находились в
резервуаре.

Взрывы возникают при мощных искровых разрядах, например мол-
ниях, или при пропускании электрического тока высокого напряжения
через тонкие металлические нити. При мощных электрических разрядах
разность потенциалов выравнивается за промежутки времени порядка КГ6...
10 7 с, благодаря чему в зоне разряда достигаются чрезвычайно высокие
плотность энергии и температуры (порядка сотен тысяч градусов), что в
свою очередь приводит к сильному подъему давления воздуха в месте раз-
ряда и распространению интенсивного возмущения в окружающей среде.
Взрывы проволочек под действием электрической энергии обусловлены
внезапным переходом металла в парообразное состояние; температура при
этом достигает порядка 20 000 °С. Взрывы, основанные на подобных фи-
зических явлениях, находят весьма ограниченное применение и являются
главным образом предметом специальных научных исследований.

Атомные взрывы обусловлены реакциями синтеза или деления ядер,
при которых достигаются экстремально высокие значения параметров
продуктов реакции (температура и давление). По этому вопросу в настоя-
щее время имеется достаточно обширная литература. Здесь рассматривают-
ся лишь взрывы, вызванные процессами химического превращения взрыв-
чатых веществ (ВВ).

Химический взрыв — это крайне быстрое самораспространяющееся хи-
мическое превращение определенных веществ или их смесей, которое со-
провождается выделением большого количества тепла и газов. Способ-
ность к самораспространяющейся экзотермической реакции с выделением
газов имеют такие вещества или смеси, молекулы которых отличаются от-
носительно малой термической устойчивостью вследствие низкого уровня
энергии, необходимого для их активации, и распадаются с выделением
тепла. Химический взрыв может совершаться в форме быстрого горения
(например, взрыв черного пороха) или в форме детонации. При горении
передача тепла лежащим впереди слоям происходит за счет теплопровод-
ности в твердых веществах или — диффузии в газах, тогда как при дето-
нации теплопередача осуществляется УВ, вызывающей мгновенное сжатие
и сильный разогрев ВВ и пузырьков воздуха, находящихся в нем. В резу-
льтате этого создаются условия для очень быстрого протекания химичес-
ких реакций в этом веществе. Скорость передачи энергии УВ во много раз
больше скорости передачи за счет теплопроводности или диффузии.

ВВ представляют собой относительно неустойчивые в термодинамиче-
ском смысле системы, способные под влиянием внешних воздействий к
весьма быстрым экзотермическим превращениям, сопровождающимся об-
разованием сильно нагретых газов или паров. Газообразные продукты
взрыва благодаря исключительно большой скорости химической реакции в
первый момент практически занимают объем самого ВВ и находятся в силь-
но сжатом состоянии, вследствие чего в месте взрыва резко повышается
давление.

Из изложенного следует, что способность химических систем к взрыв-
чатым превращениям определяется следующими тремя факторами: экзотер-
мичностью процесса, большой скоростью его распространения и наличием
газообразных (парообразных) продуктов реакции. Эти свойства могут быть
у различных ВВ выражены в различной степени, однако только их сово-
купность придает явлению характер взрыва.

Рассмотрим значение каждого из этих факторов.

Экзотермичмость реакции. Выделение тепла является первым необхо-
димым условием, без которого возникновение взрывного процесса вообще
невозможно. Если бы реакция не сопровождалась выделением тепла, то
самопроизвольное развитие ее, а следовательно, и самораспространение
взрыва было бы исключено. Очевидно, что вещества, требующие для сво-
его распада постоянного притока энергии извне, не могут обладать взрыв-
чатыми свойствами. За счет тепловой энергии реакции происходит разо-
грев газообразных продуктов до температуры в несколько тысяч градусов
и последующее их расширение. Чем больше теплота реакции и скорость ее
распространения, тем больше разрушительное действие взрыва. Теплота
реакции является критерием работоспособности ВВ и важнейшей их харак-
теристикой. Для современных ВВ, нашедших наиболее широкое примене-
ние в технике, теплота взрывчатого превращения колеблется в пределах от
900 до 1800 ккал/кг.

Большая скорость процесса. Наиболее характерным признаком взры-
ва, резко отличающим его от обычных химических реакций, является
большая скорость процесса. Переход к конечным продуктам взрыва про-
исходит за стотысячные или даже миллионные доли секунды. Большая
скорость выделения энергии определяет преимущества ВВ по сравнению
с обычными горючими. В то же время по общему запасу энергии, отне-
сенной к равным весовым количествам, даже наиболее энергоемкие ВВ
не превосходят обычные горючие системы, однако при взрыве достигает-
ся несравненно более высокая объемная концентрация, или плотность,
энергии.

Горение обычных горючих веществ протекает сравнительно медленно,
что приводит к значительному расширению продуктов реакции в ходе
процесса и существенному рассеиванию выделяемой энергии путем теп-
лопроводности и излучения. Поэтому в данном случае достигается лишь
относительно низкая объемная плотность энергии в продуктах горения.

Взрывные процессы, наоборот, протекают столь быстро, что можно
считать, что вся энергия практически успевает выделиться в объеме, заня-
том самим ВВ, это приводит к таким высоким концентрациям энергии,
которые не достижимы в условиях обычного протекания химических реак-
ций. Особенно большие плотности энергии достигаются при взрыве кон-
денсированных (твердых или жидких) ВВ, которые, собственно, и находят
широкое применение в технике. Объясняется это тем, что такие ВВ обла-
дают по сравнению с горючими газообразными смесями значительно ме-
ньшим удельным объемом.

Объемная плотность энергии, достигаемая при взрыве стандартных ВВ,
превосходит объемную плотность для обычных горючих в сотни и тысячи
раз. Этим и обусловлены большая мощность взрыва и способность его к
разрушительному действию.

О быстроте протекания процессов взрывчатого превращения принято
судить на основании данных о линейной скорости распространения взры-
ва по заряду ВВ. Максимальная скорость распространения взрыва для со-
временных ВВ, применяемых в технике, колеблется в пределах от 2000 до
9000 м/с.

Газообразование. Высокие давления, возникающие при взрыве, и обу-
словленный ими разрушительный эффект не Смогли бы быть достигнуты,
если бы химическая реакция не сопровождалась образованием достаточно
большого количества газообразных продуктов. Эти продукты, находящиеся
в момент взрыва в чрезвычайно сжатом состоянии, являются теми физи-
ческими агентами, в промессе расширения которых осуществляется край-
не быстро переход потенциальной энергии ВВ в механическую работу или
кинетическую энергию движущихся газов. Объем газообразных продуктов
взрыва (приведенный к нормальным физическим условиям) для большин-
ства конденсированных ВВ, которые находятся в момент взрыва под очень
большим давлением, составляет около 1000 л/кг. Максимальное давление
при взрыве конденсированных В В достигает сотен тысяч атмосфер. Подоб-
ные давления, естественно, не могут быть реализованы в условиях проте-
кания обычных химических реакций.

При взрыве газообразных систем увеличения объема обычно не прои-
сходит, а в некоторых случаях взрывчатое превращение даже сопровождае-
тся уменьшением объема. Однако это уменьшение объема компенсируется
экзотермичностью и скоростью процесса, благодаря чему давление при
взрыве все же достигает порядка 10 атм. Значение фактора газообразова-
ния для взрывных процессов может быть установлено на ряде реакций,
при которых не образуются газообразные продукты. Простейшей реакцией
такого типа является хорошо известная термитная реакция 2А1 + Ге2О3 -
= А12О3 + 2Ее + 198 ккал, протекающая, как правило, без взрыва, несмотря
на то что тепловой эффект реакции является достаточным для нагревания
конечных продуктов (Ге, А12О3) до температуры порядка 3000 °С, при ко-
торой они находятся в жидком состоянии. В условиях воспламенения бо-
льших количеств термитной смеси иногда наблюдаются явления, напоми-
нающие по своему характеру обычный взрыв. Анализ подобных взрывов
приводит к заключению, что они являются главным образом следствием
вторичных явлений, связанных с разогревом и расширением окружающего
воздуха, а также воздуха, заключенного в рыхлой массе термитной смеси.
Кроме того, может также частично происходить весьма быстрое сгорание
распыленного порошкообразного алюминия за счет кислорода воздуха.
В этом случае один из продуктов реакции — А13О3 — будет частично нахо-
дится в парообразном состоянии.
Таким образом, можно заключить, что только одновременное сочета-
ние трех основных факторов — экзотермичности реакции, большой ско-
рости процесса и наличия газообразования — в состоянии обеспечить яв-
лению те совокупные свойства, которые придают ему характер нормаль-
ного взрыва.

1.2.	КЛАССИФИКАЦИЯ ВЗРЫВНЫХ
ПРОЦЕССОВ

В зависимости от условий возбуждения химической реак-
ции, характера ВВ и некоторых других факторов процессы взрывчатого прев-
ращения могут распространяться с различной скоростью и вместе с тем
иметь существенные качественные различия. По характеру и скорости своего
распространения все известные взрывные процессы делятся на такие основ-
ные виды: горение, взрыв и детонация.

Процессы горения протекают сравнительно медленно и с переменной
скоростью — обычно от долей сантиметра до нескольких метров в секун-
ду. Скорость горения существенно зависит от внешнего давления, заметно
возрастая с повышением последнего. На открытом воздухе этот процесс
протекает сравнительно вяло и не сопровождается сколько-нибудь значи-
тельным звуковым эффектом. В ограниченном же объеме процесс проте-
кает значительно энергичнее, характеризуется более или менее быстрым
нарастанием давления и способностью газообразных продуктов горения
выполнять работу метания, подобно тому, как это происходит при выстре-
ле. Горение является характерным видом взрывчатого превращения поро-
хов и ракетных топлив.

Собственно взрыв по сравнению с горением представляет собой каче-
ственно иную форму распространения процесса. Отличительными чертами
взрыва являются: резкий скачок давления в месте взрыва, более высокая
скорость распространения процесса, измеряемая тысячами метров в секу-
нду и сравнительно мало зависящая от внешних условий. Характер дейст-
вия взрыва — резкий удар газов по окружающей среде, вызывающий дро-
бление и сильные деформации предметов на относительно небольших
расстояниях от места взрыва и т. д.

Детонация представляет собой взрыв, распространяющийся с макси-
мально возможной для данного ВВ и данных условий скоростью, превы-
шающей скорость звука в данном веществе. Детонация не отличается по
характеру и сущности явления от взрыва, но представляет собой его ста-
ционарную форму. Скорость детонации является при заданных условиях
для каждого ВВ вполне определенной константой и одной из важнейших
его характеристик. В условиях детонации достигается максимальное раз-
рушительное действие взрыва.

Процессы взрыва и детонации существенно отличаются от процессов
горения по характеру своего распространения: горение передается по мас-
се ВВ путем теплопроводности, диффузии и излучения, взрыв и детона-
ция — путем сжатия вещества УВ.
2-5-1832
Ударная волна — это скачок давления и плотности, распространяю-
щийся в окружающей среде, например, под воздействием быстро расши-
ряющихся газообразных продуктов взрыва. В воздухе идет воздушная волна,
а по заряду ВВ — детонационная волна, способная вызвать и поддержать
на постоянном уровне взрывчатое разложение ВВ. Ее можно рассматри-
вать как самораспространяющийся комплекс, состоящий из собственно
УВ и зоны химической реакции, выделяющееся тепло в которой поддер-
живает на постоянном уровне давление на фронте УВ. Скорость УВ в воз-
духе вблизи заряда несколько превышает скорость детонации. По мере
удаления от очага взрыва скорость и энергия УВ ослабевают и в конечном
счете она преобразуется в звуковую. Детонационная волна проходит по ВВ
с постоянной скоростью, тогда как УВ распространяется по химически
инертным средам с затуханием.

Горение конденсированного ВВ рассматривается как экзотермическая
реакция, протекающая в поверхностном слое вещества; она поддерживает-
ся за счет теплоотдачи от газообразных продуктов реакции. Под сжигани-
ем обычно понимают реакцию между топливом и атмосферным воздухом.
При горении ВВ атмосферный воздух практически не принимает участия
в реакции. Мы не считаем целесообразным пользоваться таким специфи-
ческим термином, как дефлаграция; этот термин применяют для опреде-
ления медленного разложения или другой медленной реакции в ВВ, чтобы
подчеркнуть ее отличие от быстрой реакции, связанной с процессом дето-
нации.

Детонация является особым типом экзотермической реакции, которая
всегда инициируется УВ. При детонации химическая реакция начинается
в результате нагрева, который создается при ударном сжатии вещества, а
затем протекает так быстро, что вся энергия, заключенная в ВВ, высвобо-
ждается до того, как наступает какое-либо заметное расширение вещества.
Выделяющейся энергии достаточно, чтобы воспрепятствовать затуханию
фронта УВ. Отсюда следует, что при детонации в отличие от горения пло-
тность продуктов реакции вначале выше плотности ВВ. Направление по-
тока продуктов реакции совпадает с направлением движения фронта реак-
ции. Передача энергии от прореагировавшего вещества к непрореагиро-
вавшему осуществляется волнами сжатия, а не теплопередачей, как при
горении. Таким образом, под термином взрыв можно понимать совокуп-
ность эффектов, включающих в себя горение и детонацию, так же, как и
чисто физические процессы, например быстрое расширение сжатого газа.
Мы не смогли отыскать какие-либо пределы, которые позволили бы огра-
ничить употребление этого термина.

В данной книге рассматриваются главным образом физические прояв-
ления взрыва, вызываемые протеканием быстрых химических реакций в
различных веществах или их смесях, таких, которые способны к горению
и детонации без взаимодействия с атмосферным воздухом. При этом ока-
зывается возможным не делать различия между В В, используемыми в де-
тонирующих зарядах и применяемыми, например, как ракетные топлива
или артиллерийские пороха. Отметим только, что многие ракетные топ-
лива можно заставить детонировать даже в том виде, в каком они обычно
используются (монолитное состояние), если воздействовать на них доста-
точно эффективным инициирующим импульсом. Другие топлива легко
детонируют в виде тонко измельченных порошков при плотности, значитель-
но меньшей плотности монолита. Эту группу химических ВВ иногда назы-
вают «скрытыми ВВ», что указывает на тот важный факт, что многие хи-
мические соединения и смеси, которые обычно не считаются опасными, в
определенных условиях (масса вещества, наличие оболочки, инициирую-
щий импульс) могут взрываться. Мрачной иллюстрацией к сказанному
служат случаи крупномасштабных взрывов аммиачной селитры или уголь-
ной пыли.

Аммиачная селитра в небольших количествах считается очень нечув-
ствительным окислителем, хотя, согласно приведенному выше определе-
нию, она является скрытым ВВ. В больших количествах, и особенно, если
кислородный баланс селитры улучшен за счет добавки различных топлив,
таких, как углеводороды, уголь, дерево и т.п., она может взрываться по
типу быстрого горения или детонации при благоприятном влиянии боль-
ших масс самого материала, выполняющего роль оболочки.

Если расположить все ВВ в один ряд по признаку понижения чувст-
вительности к какому-либо частному виду воздействия, то можно полу-
чить некую последовательность. Такое расположение часто используется
для установления различия между тремя типами ВВ, первые два из кото-
рых составляют первичные или инициирующие, вторичные или бризант-
ные (мощные) и так называемые третичные ВВ.

1.3.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВЗРЫВЧАТЫХ ВЕЩЕСТВАХ

В настоящее время известно огромное число ВВ, разли-
чающихся большим разнообразием как по составу, так и по своим физико-
химическим и взрывчатым свойствам. Вследствие этого для удобства изуче-
ния существующих ВВ имеется необходимость в их общей рациональной
классификации.

Все ВВ могут быть разделены на две основные группы: взрывчатые
химические соединения и взрывчатые смеси.

Взрывчатые химические соединения представляют собой относительно
неустойчивые химические системы, способные под влиянием внешних
воздействий к быстрым экзотермическим превращениям, в результате ко-
торых происходит полный разрыв внутримолекулярных связей и последу-
ющая рекомбинация свободных атомов (или ионов) в термодинамически
устойчивые продукты. Большинство ВВ этой группы — это кислородсодер-
жащие органические соединения, способные к частичному или полному
внутримолекулярному горению.

Существует, однако, достаточное число взрывчатых, не содержащих
кислород эндотермических соединений, которые в условиях взрыва раз-
лагаются на составные элементы. Примером такого типа соединений мо-
жет служить азид свинца, разлагающийся при взрыве на свободный азот и
свинец с выделением энергии, равной теплоте образования этого соедине-
ния из элементов. Подобные соединения, как правило, обладают недоста-
точно прочной молекулярной структурой и повышенной чувствительнос-
тью к внешним воздействиям, что сильно ограничивает, а зачастую вовсе
исключает возможность их практического использования. Примером таких
особо непрочных соединений могут служить галоидные и сернистые сое-
динения азота, как-то: МСЬ3, МЮ2, М4$4, которые легко взрываются от
ничтожных механических воздействий.

Взрывчатые смеси представляют собой системы, состоящие по край-
ней мере из двух химически не связанных между собой компонентов.
Обычно один из компонентов смеси яаляется веществом, относительно
богатым кислородом, а второй, наоборот, горючим веществом, совсем не
содержащим кислорода либо содержащим его в количестве, недостаточ-
ном для полного внутримолекулярного окисления. Взрывчатые смеси
представляют собой газообразные, жидкие, твердые или гетерогенные
системы.

Газообразные смеси могут применяться во взрывной технике, но пло-
тность энергии этих смесей сравнительно мала. Газовые смеси представ-
ляют большой научный интерес. Исследование их привело к существен-
ным результатам в области изучения процессов распространения взрыва, а
также механизма и кинетики взрывных реакций.

Горючими компонентами жидких взрывчатых смесей обычно являют-
ся вещества, сгорающие с большим тепловым эффектом, например, бен-
зол, толуол, мононитросоединения. В качестве окислителя часто исполь-
зуются дымящая азотная кислота и тетранитрометан. Подобные жидкие
смеси являются достаточно мощными ВВ, однако в практике они приме-
няются редко вследствие их высокой чувствительности и неудобства испо-
льзования.

Твердые взрывчатые смеси весьма многочисленны и находят широ-
кое применение как в гражданской, так и в военной технике. В зависи-
мости от химической природы окислителя, входящего в их состав, эти
смеси разделяются на соответствующие подгруппы, из которых наиболее
важными являются аммонийно-селитренные ВВ, или аммониты. Основ-
ной компонент этих составов — аммонийная селитра МН4КЮ3, содержа-
ние которой в различных составах колеблется от 40 до 95 %. В качестве
горючего компонента применяются разные нитроароматические взрыв-
чатые соединения (тротил, динитробензол и др.) с недостаточным коли-
чеством кислорода для получения продуктов полного сгорания. В прос-
тейших аммонитах горючими компонентами являются такие вещества,
как уголь, древесная мука, различные смолы. Аммониты находят широ-
кое применение в гражданской технике, а в военное время — это удоб-
ные заменители основных ВВ.

Бездымные пороха представляют собой системы, основным взрывча-
тым компонентом которых являются нитраты целлюлозы. Некоторые ти-
пы бездымных порохов содержат, кроме того, еще нитроглицерин или
другие ВВ.

ВВ и взрывчатые системы в соответствии с основными областями их
применения делятся на четыре группы:
1)	инициирующие ВВ;

2)	бризантные ВВ;

3)	метательные ВВ, или пороха, и ракетные топлива;

4)	пиротехнические составы.

Инициирующие ВВ применяются в качестве инициаторов взрывных
процессов, для возбуждения детонации основных ВВ, например в снаря-
дах, минах, авиабомбах, подрывных средствах и т.п.

Отличительными свойствами инициирующих ВВ являются:

•	способность взрываться в форме детонации под влиянием незначи-
тельных тепловых или механических внешних воздействий;

•	малость времени нарастания скорости взрывчатого превращения до
максимума. Этот период очень мал — несравненно меньше, чем у ВВ
других типов. У некоторых инициирующих веществ, например у азида
свинца, период ускорения процесса практически отсутствует, т.е. процесс
независимо от размеров заряда сразу же протекает в детонационной фор-
ме. Благодаря этому для возбуждения взрыва бризантных ВВ обычно тре-
буется лишь весьма небольшой заряд инициатора.

Инициирующие ВВ применяются преимущественно в виде капсюлей-
детонаторов. Некоторые из них используются в составах, предназначенных
для снаряжения капсюлей-воспламенителей. Важнейшими представителя-
ми этой группы ВВ являются:

1)	соли тяжелых металлов гремучей кислоты. Из них наиболее важное
значение имеет гремучая ртуть Не(ОГ<С)2;

2)	соли азотистоводородной кислоты, или азиды. Наиболее широкое
применение из них получил азид свинца — РЬМ6;

3)	соли тяжелых металлов стифниновой кислоты. Важнейшим пред-
ставителем их является стифнат, или тринитрорезорцинат свинца (ТНРС) —
С6Н(МО2)3О2РЬ  Н2О;

4)	карбиды тяжелых металлов, или ацетилениды, например ацетиле-
нид серебра А§2С2;

5)	инициирующие смеси, используемые в качестве детонирующих или
воспламенительных составов (последние преимущественно состоят из гре-
мучей ртути, хлората калия и трехсернистой сурьмы), находят применение
в капсюлях-воспламенителях и капсюлях-детонаторах.

Инициирующие ВВ вследствие их способности детонировать непосред-
ственно под влиянием внешних воздействий иногда называют первичны-
ми ВВ.

Бризантные ВВ применяются в качестве разрывных зарядов в различ-
ных боеприпасах и подрывных средствах. В отличие от инициирующих ВВ
они обладают значительно большей устойчивостью к детонации. Детона-
ция их вызывается под влиянием относительно больших внешних воздей-
ствий, обычно с помощью инициирующих ВВ. Вследствие этого, в отли-
чие от последних, их иногда называют вторичными ВВ. Основным видом
их взрывчатого превращения также является детонация, однако при воз-
буждении взрыва период нарастания скорости процесса до максимума у
них значительно больше, чем у инициирующих ВВ.
Важнейшими представителями взрывчатых соединений этой группы
являются:

1)	нитраты, или сложные эфиры азотной кислоты. Из них наиболее
важное значение имеют нитроглицерин (глицеринтринитрат), тэн (пента-
эритриттетранитрат), нитраты целлюлозы;

2)	нитросоединения. Из огромного числа последних наиболее широ-
кое применение получили нитросоединения ароматического ряда, преи-
мущественно тринитропроизводные. К числу последних относятся: тро-
тил (тринитротолуол), пикриновая кислота (тринитрофенол), тетрил (три-
нитрофенилметилнитромин). Из неароматических нитросоединений не-
обходимо отметить: гексоген (триметилентринитрамин), нитрогуанидин,
тетранитрометан С(МО2)4. Наиболее важными представителями взрывча-
тых смесей, принадлежащих к этой группе, являются аммониты, динами-
ты, а также некоторые сплавы, например сплавы тротила с гексогеном
(ТГ) и др.

Метательные ВВ (или пороха) применяются главным образом для ме-
тательных целей. Основным видом взрывчатого превращения их является
быстрое горение. Они делятся на две группы: пороха — механические сме-
си и пороха нитроцеллюлозные, или бездымные.

Представителем первой подгруппы является, например, дымный по-
рох, состоящий из 75 % калийной селитры, 15 % древесного угля и 10 %
серы.

Пороха нитроцеллюлозные в зависимости от природы растворителя,
применяемого для желатинизации их основного компонента - нитроцел-
люлозы, делятся на несколько групп:

1)	пороха на летучем растворителе, или пироксилиновые пороха, со-
держащие в своем составе пироксилина до 98%, спиртоэфирный раство-
ритель, дифениламин и влагу;

2)	пороха на труднолетучем растворителе, или баллиститы, в которых
растворителем пироксилина служит нитроглицерин, нитродигликоль и
другие вещества. Баллиститы изготовляются на основе так называемого
растворимого пироксилина, содержат до 40 % нитроглицерина, в котором
этот вид пироксилина полностью растворяется, и до 15 % других добавок;

3)	пороха на смешанном растворителе, или кордиты; изготовляются на
основе так называемого нерастворимого пироксилина, содержат до 60 %
нитроглицерина и в качестве добавочного растворителя — до 1,5 % ацето-
на, а также некоторые другие добавки;

4)	пороха на нелетучем растворителе, в которых пластификатором пи-
роксилина служат такие В В, как тротил, динитротолуол и др.

К взрывчатым системам относятся также и ракетные топлива, приме-
няющиеся в ракетных двигателях различного назначения. Обычно ракет-
ные топлива классифицируют по агрегатному состоянию, в котором они
находятся на борту ракеты. По этому признаку различают: жидкие и твер-
дые ракетные топлива, а также топлива смешанного агрегатного состояния
(комбинированные), видом взрывчатого превращения которых является
горение.
Таблица 1.1, Детонационные характеристики некоторых типов ВВ, используемых
при обработке металлов взрывом

вм	Состав и харак- теристика	Удельная теплота взрыва, МДж/кг	Плот- ность, г/см3	Скорость детона- ции, км/с	Навеска  ВВ, г/м	Наруж- ный диаметр или толщина, мм	Критиче- ский диаметр или тол- щина, ММ
Детони- рующий шнур  ДШ-А	Сердцевина — ТЭН или гек- соген, тройная нитяная оплет- ка с добавкой	5,5...5,9	1,0...1,05	6,5	12	4,8...5,8	
ДШ-В	пластикатной	5,5.,.5,9	1,0...1,05	6,5	14	5,5...6,1	—
ДШЭ-12	(ДШ-В) или	5,5...5,9	1,0...1,05	5,6...6,0	12	5,0...5,6	—
ДШ-У	пластиковой	5,5...5,9	1,0... 1,05	6,0-7,2	33	8,8	
Детони- рующая лента ДГ1-1	оболочки (ДШЭ-12 и  ДШ-У)  Эластит (ВВ на основе гексо- гена) с под- ложкой из сте- клоткани	4,8	1,6...1,62	6,7	15...20	1,4...2,0	1,0
Н11Л-1	Листовое по- ристое ВВ на основе ТЭНа или гексогена	—	0,1...0,8	1,2...4,0	—	5,0-10,0	3,0...5,0
Эластит-2	Эластичное листовое ВВ на основе баллис- титного пороха	4,5	1,60	7,0	—	1,2	0,6
Эластит	Эластичное листовое ВВ	—	1,65	7,5	—	—	0,5
Пластит Г-75	Пластичное во- донаполнснное В В на основе гексогена	4,6...5,0	1,5...1,78	7,0...8,0	—		2,4
Удлинен- ный за- ряд	Гексоген или октоген в ме- дной оболочке	до 6,0	до 1,8	8.0...8,6	1,5...15,О	0,3	—
Гексоген	Насыпное ВВ	5,5	1,80	8,3	—	—	1,05
Окто ген		5,5	1,90	—	—	—	18,0
Тротил	» »	3,6	0,92	4,0...4,5					10,0
(ТНТ)  Тэн	» »	5,4...5,9	0,9-1,7	8,6	—	—	—•
Окончание табл. 1.1

вм	Состав и харак- теристика	Удельная теплота взрыва, МДж/кг	Плот- ность, г/см’	Скорость детона- ции, км/с	Навеска ВВ, г/м	Наруж- ный диаметр или толщина, мм	Критиче- ский диаметр или тол- щина, мм
Сплав тро- тил + гек- соген ТГ 50/50	Компактное ВВ	—	1,6	7,6	—	—	1,0
Аммонит № 6ЖВ	Насыпное ВВ (ТНТ-79 %, аммиачная селитра — остальное)	4,3	1,0... 1,2	3,4...5,6			12,0...14,0
Электро- детонатор  ЭД-8-Э	Гремучая ртуть — 0,5 г Гексоген или тетрил — 1,0 г			—.	—			7,2		
	Оболочка би- металлическая или стальная						
Детонатор	Гремучая ртуть — 0,5 г						
	Гексоген или тетрил — 1,0 г						
№ 8-С	Оболочка ста- льная						
№ 8-Б	Оболочка бу- мажная	—	—	—	—	7,65	—
Огнепро- водный щнур ОША	Дымный шну- ровой порох в водоизолиру- юшей оплетке	—	—	—	—	5,3	—

К категории ВВ должно быть также отнесено большинство пиротех-
нических составов, состоящих из минерального окислителя (обычно это
перхлорат аммония), горючесвязующего вещества (синтетические каучу-
ки) и добавок, которые при известных условиях способны к детонации и
обладают сравнительно высокой чувствительностью к внешним воздей-
ствиям. Основным видом взрывчатого превращения этих смесей является
горение.

В табл. 1.1 приведены основные характеристики ВВ [1—5], наиболее
часто используемые в практике металлообработки взрывом. Они также
будут при необходимости конкретизироваться в дальнейшем.
1.4. ПРОЦЕСС ДЕТОНАЦИИ И ОСНОВНЫЕ
ЗАВИСИМОСТИ

Процессы взрывчатого превращения в зависимости от при-
роды ВВ, условий инициирования и ряда других факторов могут протекать с
разной скоростью и существенно различаться по своему характеру. Как уже
указывалось, все взрывные процессы можно разделить на две принципиально
отличные формы — горение и собственно взрыв, между которыми существу-
ют глубокие качественные различия. Процессы горения в зависимости от
внешних условий, в особенности от давления, протекают с переменной
скоростью, в то время как скорость взрыва от внешних условий практически
не зависит. Результаты теоретических исследований показывают, что между
горением и взрывом существует строгая количественная граница; скорость
горения всегда меньше, а скорость взрыва всегда больше, чем скорость звука
в исходном, еще не разложившемся ВВ. В передаче горения по заряду ВВ
определяющую роль играют законы теплопроводности, в передаче взрыва —
УВ. Горение при известных критических условиях может скачкообразно пе-
реходить во взрыв. Процессы взрыва при определенных условиях могут про-
текать в форме детонации.

В настоящее время наиболее полно и глубоко изучены процессы дето-
нации, имеющие исключительное значение в технике применения иници-
ирующих и бризантных ВВ. Большинство теоретических исследований в
области детонации относится к газовым смесям, которые представляют
собой простейшие взрывчатые системы. Эти исследования привели в ко-
нечном итоге к созданию стройной математической теории детонацион-
ной волны, основные закономерности которой оказались справедливыми
и для конденсированных (жидких и твердых) ВВ [6—9].

Явление детонации в газах было открыто в 1881 г. [31] независимо Бе-
ртло и Вьелем, а также Малляром и Ле-Шателье в ходе работ по исследо-
ванию распространения пламени в трубах. Уже первые опыты показали,
что после установления стационарного режима детонация распространяет-
ся с постоянной скоростью, достигающей для некоторых газовых смесей
очень больших значений порядка 3500...4000 м/с, что в несколько раз боль-
ше скорости звука в тех же газах при обычных температурах и давлениях.

Крупным достижением в развитии представлений о сущности и зако-
нах распространения детонации явилась гидродинамическая теория дето-
нации. Она не только правильно объяснила качественные особенности де-
тонационных процессов, но и дала возможность вполне удовлетворитель-
но рассчитать все параметры (скорость, давление, плотность, температура,
энергия) детонационной волны.

Основоположником современной гидродинамической теории детона-
ции является известный русский физик В.А. Михельсон, который еще в
1889 г. разработал и в 1893 г. опубликовал основные ее положения [10], в
том числе доказательство постоянства скорости распространения детона-
ционной волны. Пионерами в области разработки этой теории являются
также Д.Л, Чепмен [11], который показал, что скорость распространения
взрывных волн является минимально возможной, и Е. Жуге (1905), уста-
новивший, что скорость звука в продуктах детонации (ПД) в точности
равна скорости стационарной детонации относительно этих продуктов
[12, 13]. Дальнейшее существенное развитие гидродинамическая теория
применительно как к газовым смесям, так и к конденсированным ВВ полу-
чила благодаря работам Л.Д Ландау, Я.Б, Зельдовича, А.А. Гриба, К.П. Ста-
нюковича, С.И. Щепкина, Р.И. Солоухина, Я.К. Трошина, А.Н. Дремина
и др. [14—18].

Согласно гидродинамической теории передача детонации обусловлена
распространением по ВВ ударной волны. Если амплитуда во фронте этой
волны больше некоторой величины, то волна при своем распространении
способна за своим фронтом возбуждать интенсивную химическую реак-
цию, за счет энергии которой поддерживается постоянство параметров во-
лны и стационарный характер детонационного процесса в целом. Таким
образом, скорость детонации может быть рассчитана как скорость распро-
странения УВ по ВВ.

Движение обычной УВ, структура которой рассматривается ниже,
складывается из движения скачка уплотнения и перемещения самой сре-
ды. Детонационная волна обладает более сложной структурой; распростра-
нение последней обусловливается движением УВ, зоны химической реак-
ции и конечных ПД.

Поверхность, которая разделяет зону химической реакции и ПД, на-
зывается поверхностью Чепмена—Жуге (НН на рис. 1.1). Параметры ПД
на этой поверхности называются параметрами детонационной волны или
параметрами Чепмена—Жуге (или параметрами в точке Жуге). Исходное
ВВ отделяется от зоны химической реакции фронтом УВ (ВВ на рис. 1.1).

Все параметры Чепмена—Жуге обоз-
начены индексом «Н».

Для описания стационарного про-
цесса детонации достаточно сопоста-
вить состояние исходного вещества и
конечных продуктов реакции. Сама
зона реакции может не рассматривать-
ся. В системе координат, движущейся
со скоростью Д в сторону, противопо-
ложную распространению детонации,
эта зона остается неподвижной (см.
рис. 1.1). При этом для определения
параметров детонационных волн мож-
но воспользоваться основными урав-
нениями теории УВ. Введем следую-
щие обозначения: Д — скорость дето-
нации, равная скорости перемещения
зоны химической реакции; ин — ско-
рость ПД за фронтом волны; рн, рн,
Тн — параметры состояния за зоной
химической реакции; р0, р0, То — пара-
метры состояния перед зоной химиче-

р, кбар

Ч 300

3200

-100

мм 1,5 1,0 0,5	0

а

и Н О В

Зона реакций

Продукты
детонации

Исходное ВВ

РнРн

роро

И-и Н 0 = 0 В О
б

Рис. 1.1. К выводу основных зависимо-
стей для детонационной волны:

а — профили давления ПД в эоне реакции;
б — исходные, текущие и конечные пара-
метры ВВ
ской реакции; Еи — удельная энергия продуктов за зоной химической реа-
кции; Е$ — удельная энергия исходного вещества; & — удельная энергия
взрывчатого превращения. При переходе от УВ к детонационным основ-
ные уравнения сохранения остаются в силе. Поэтому можно написать

=(и> -''АГ,"- Р°

(1.1)

[Ря Ро



(1.2)

Так как для детонационных процессов Л = сопзС, то последнее уравне-
ние в переменных р и и дает прямую



Р = Ро +

(1-3)

проходящую через начальную точку (рОъ и()), причем квадрат скорости Л
определяется тангенсом угла наклона этой прямой к оси абсцисс. Прямая
эта известна под названием прямой Михельсона (в зарубежной литературе
ее иногда называют прямой Релея). Уравнение Гюгонио принимает сле-
дующий вид:

Е,,- Ео = 0,5(ря - Ро)(*о - ун) +	(1.4)

Рис. 1.2. Ударная адиабата ударной волны

где первое слагаемое правой части уравнения представляет собой измене-
ние внутренней энергии вследствие сжатия вещества УВ; второе — избы-
ток энергии за счет теплоты реакции. Кривая Гюгонио для детонационной
волны представлена на рис. 1.2. Она построена для конечных продуктов
реакции, обладающих повышенным содержанием энергии, и потому дол-
жна лежать соответственно выше, чем кривая Гюгонио для УВ (АВ на
рис. 1.2), осуществляющей сжатие исходного ВВ.

Для процессов детонации реаль-
ное значение имеет лишь ветвь СН
на кривой Гюгонио для ПД, ибо
вдоль этой ветви, как это следует из
уравнений (1.1) и (1.2), Д > 0 и и > 0.
Ветвь ОЕ, где Д > 0 и и < 0, соответс-
твует процессам горения, характер-
ным свойством которых является то,
что продукты горения движутся в сто-
рону, противоположную направлению
распространения фронта пламени.

Участок Л/Д не соответствует
никакому реальному стационарному
процессу, так как здесь рн - р0 > 0 и
ун< 0, т.е. Д и и имеют мнимые о

значения.
Проведем из точки А(р0, у0) прямую АС под некоторым углом а. Она
пересечет кривую Гюгонио (для ПД) в двух точках. Но при этом из ус-
ловия О = ^^2 а вытекает, что одна и та же скорость детонации мо-
жет быть реализована при двух различных состояниях разложившегося
вещества во фронте волны, что с физической точки зрения является аб-
сурдным.

Чепмен и Жуге высказали и с разных точек зрения обосновали поло-
жение, что процессу детонации отвечает лишь одно-единственное состоя-
ние ПД, характеризуемое точкой Я, в которой прямая Михельсона касает-
ся адиабаты Гюгонио для ПД, Очевидно, что в этой точке (§а, а следова-
тельно, скорость детонации достигает своего минимального значения. Эта
минимальная стационарная скорость называется нормальной скоростью
детонации.

Легко показать, что в этом состоянии (точка И) скорость детонации
равна скорости распространения возмущения в ПД (относительно непод-
вижного наблюдателя), т. е.

= «я + си,	(1-5)

а энтропия достигает на кривой Гюгонио для ПД своего минимального
значения <38 =0, т.е. 5 = сопбГ.

Из условия (1.5) вытекает, что

о-««=и01^К_(И()_и,/)ЙЕа=	(]6)

^2

где	—— - 1%а = —Для доказательства того, что в точке Я скорость

И) " Ун

детонации = ин+ сн, используется первое начало термодинамики: 7У5-
= (ЗЕ + р<3у. Чтобы перейти к безразмерным величинам, разделим правую и

Е	р	V

левую части уравнения на р^0. Обозначив-= е , — = я, — = ц, полу-

Ро^о	Ро

т

чим ----<3$ =	+ лф  Перепишем в таких же безразмерных величинах

Ро^о

уравнение (1.4)

откуда <& = у[(1 - ц)</(л + 1) + (л + 1)</(1 -ц)).

Подставляя значение (Зе в преобразованное термодинамическое соот-
ношение и учитывая, что -ф = <7(1 - ц) и <7(л + 1) = <7(л - 1), получаем

Г	(1~Ц)2	1)^(1 ~Ц)1	(1 7)

РоП) 2	[ 1-ц	(1-р)2 _Г
Выражение (1.6) в безразмерных величинах лиц перепишется так:
.	л-1	„ у0 .	_	<7(я-1) <7(л - 1)<7(1 - ц)

=1----, где геа, = —Так как = —-----------------—,

1-М	Ро	1”М	(1-м)

/1	Т ,с (1 - ц)2

то сравнивая это выражение с (1.7), получаем---(15 ~~—•

РоП) 2

Учитывая, что <7^(1, = г— = (1 + 1е2а1)^а1 > имеем
сок а,

-^-<75 = 0-м)2+(л-1)^1
р0^	2

Если 5 = сопз(, что справедливо для стационарного процесса детона-
ции, то

(1-ц)2+(л-1)	= 0	(1,9)

Это возможно лишь в том случае, когда е1а, = 0, так как стоящий пе-
ред потенциалом множитель всегда больше нуля. Но с1а] равен нулю
именно в точке, где а, достигает минимума, что как раз соответствует точ-
ке касания прямой Михельсона и адиабаты Гюгонио. Очевидно, что вдоль
ветви кривой Гюгонио, соответствующей процессам детонации, а, макси-
мума не имеет.

Точка И (см. рис. 1.2) одновременно является точкой касания адиаба-
ты Гюгонио МНС с обычной адиабатой Пуассона НК, которая представля-
ет собой линию постоянной энтропии (<75 = 0),

Таким образом, ВВ непосредственно во фронте УВ, вероятно, еще не
вступает в химическую реакцию. Состояние сжатого непрореагировавшего
вещества во фронте УВ находится в точке пересечения ударной адиабаты
(кривой Гюгонио) с адиабатой Пуассона. Указанную точку пересечения
иногда еще называют точкой Неймана. Давление в точке начала химичес-
кого превращения гораздо выше, чем в точке Чепмена—Жуге. Наличие
повышенного давления в начале зоны реакции (химпик) независимо друг
от друга предсказали в 1940 г. В. Деринг, Я. Б, Зельдович и В. Нейман (эта
ситуация также иллюстрируется на рис. 1.1).

Экспериментальное доказательство существования химпика было по-
лучено с помощью так называемого откольного метода. Опыты проводи-
лись с тонкими пластинами из инертных материалов, которые плотно
прижимались к торцам зарядов исследуемых ВВ. Измерялись скорость УВ
в пластинке и скорость движения ее свободной поверхности. С помощью
указанных экспериментов удалось определить профиль давления в зоне
химической реакции некоторых конденсированных В В.

Таким образом, прямая АВ является общей касательной для обеих
адиабат, т.е.

*____& _ Рн - Ро _ ( _с2н

и. “	* —	1 >
или

.2 Рн А) _ и2 (_	_ 2

п Ч н

(1.10)

С учетом уравнения сохранения массы р0/) =	имеем

^- = —= 1- —. Отсюда получаем, что й-сн+ин. Следовательно, ос-
и0 Л П

новные соотношения во фронте детонационной волны определяются на
основе законов сохранения массы, импульса, энергии и условий устойчи-
вой детонации (см. (1.1), (1.2), (1.4) и (1.5) или (1.10)). Для определения
температуры необходимо к этим уравнениям добавить уравнение состоя-
ния Л/=ЛРя» Тн).

Отметим еще одно важное обстоятельство. Выражение (1.8) показыва-
ет, что для всех точек на кривой Гюгонио, лежащих по обе стороны от то-
чки Я, (18 > 0, так как (1а} > 0, а стоящий перед ним множитель всегда по-
ложителен. Это означает, что при всех состояниях продуктов реакции, от-
личающихся от точки Я, энтропия во фронте детонационной волны воз-
растает.

Более строгое физическое обоснование необходимости состояния Я
для реализации стационарного режима детонации и неустойчивости про-
цесса при других состояниях ПД принадлежит Я.Б. Зельдовичу и А.Н. Дре-
мину, которые исследовали этот вопрос с учетом условий протекания хи-
мической реакции во фронте детонационной волны [7, 15, 19].

1.4.1.	Условия устойчивого распространения
детонации

Каждое ВВ способно к устойчивому распространению
детонации, если поперечный размер (диаметр) его заряда не меньше так
называемого критического дийметра детонации, зависящего от физическо-
го состояния вещества (плотности, пористости и др.) и физико-механичес-
ких характеристик среды (оболочки), в которой оно взрывается. Это явле-
ние связано с потерями энергии в детонационной волне за счет радиаль-
ного расширения ПВ. ВВ устойчиво детонируют только с определенной
скоростью. Минимальная скорость детонации конденсированных ВВ при-
близительно равна 1,2 км/с, а нормальная скорость детонации промыш-
ленных ВВ — 2,5,,,6,5 км/с.

Непременными факторами устойчивой детонации являются: достаточ-
ное инициирование, наличие необходимых диаметра и плотности заряда,
удовлетворительный химический состав и нормальное физическое состоя-
ние ВВ.

Однако какой бы мощный детонатор не брать, скорость детонации в
заряде инициируемого ВВ на некотором участке от места инициирования
достигает значения, характерного для данного В В в данных условиях
взрывания.

Критический диаметр детонации — это диаметр, ниже которого рас-
пространение детонации по заряду становится невозможным. Химические
потери возрастают, а волна так ослабевает, что уже не в состоянии возбу-
дить взрывчатое превращение в лежащих впереди слоях ВВ, и детонация
затухает. Минимальная скорость на пределе устойчивости распростране-
ния детонации носит название критической скорости. С увеличением диа-
метра заряда скорость детонации возрастает до некоторого предельного
значения, характерного для данного состояния ВВ. Особенно ярко эта за-
висимость выражена физически и химически у неоднородных (порошкоо-
бразных и гранулированных) ВВ. Диаметр, выше которого детонация оста-
ется постоянной, считают предельным диаметром, а соответствующая ско-
рость — предельной или оптимальной скоростью детонации.

Для индивидуальных ВВ, имеющих высокую детонационную способ-
ность (тэн, гексоген), разница между критической и максимальной скоро-
стью составляет 5... 10 %. У тротила и смесевых ВВ эта разница достигает
50 %. Особенно она велика у крупнозернистых ВВ (например, гранулитов,
грамонитов).

Оболочка заряда повышает скорость детонации заряда, если его диа-
метр меньше предельного. Если же диаметр заряда больше предельного, то
оболочка не влияет на скорость детонации. Прочная оболочка снижает так-
же критический диаметр детонации.

Критический диаметр является мерой детонационной способности ВВ
и является важнейшей его характеристикой: чем он меньше, тем выше де-
тонационная способность данного ВВ. Значение его для одного и того же
ВВ изменяется в широких пределах в зависимости от физического состоя-
ния и условий взрывания заряда. ВВ в крупнозернистом, увлажненном
или уплотненном состоянии имеет больший критический диаметр, чем в
тонкодисперсном и сухом состоянии при оптимальной плотности заряда.
Критический диаметр открытого заряда в несколько раз больше, чем заря-
да в прочной оболочке. Слабая оболочка не оказывает существенного вли-
яния на снижение критического диаметра. По критическому диаметру мо-
жно характеризовать детонационную способность ВВ только в определен-
ных условиях взрывания. Если гранулиты и игданит имеют критический
диаметр в открытом заряде 100... 120 мм, а в стальной оболочке 25.„30 мм,
то это означает, что их можно применять в слабых породах и грунтах, в
скважинных зарядах и в крепких породах — в шпуровых зарядах диамет-
ром выше этих значений.

Из выпускаемых промышленных ВВ наименьший критический диа-
метр имеют нитроэфирсодержащие чувствительные смеси, наибольший —
крупнозернистые и водонаполненные ВВ.

Факторами, отрицательно влияющими на устойчивость детонации и
значение критического диаметра промышленных ВВ, являются: неудовлет-
ворительное физическое состояние (крупнозернистая структура, слеживае-
мость, чрезмерное уплотнение или увлажнение) и неблагоприятные усло-
вия взрывания (недостаточное возбуждение детонации детонатором, нали-
чие большого зазора между зарядом и оболочкой и т.п.).

Критическая плотность ВВ — это плотность, выше которой в зарядах
данного диаметра и в данных условиях взрывания скорость детонации и
практический взрывной эффект снижаются. Критическую плотность имеют
смесевые промышленные ВВ. Для индиви-
дуальных ВВ (тротил, гексоген и др.) она
практически отсутствует *— у них с возрас-
танием плотности вплоть до максимально
возможной бризантность и скорость дето-
нации линейно возрастают. У смесей оки-
слителя с горючим эти параметры сначала
возрастают, а по достижению критической
плотности — убывают вплоть до полного
затухания детонации.

Критическая плотность зависит от про-
чности (массы) оболочки, диаметра заряда,
дисперсности и влажности ВВ. С увеличе-
нием диаметра она возрастает. Повышен-

Рнс. 1.3. Распространение детона-
ции с искривленным фронтом

ную критическую плотность имеют тонкодисперсные взрывчатые смеси,
особенно, если в их составе содержатся в достаточном количестве высоко-
чувствительные компоненты (гексоген, нитроэфиры).

В зарядах ВВ цилиндрической формы радиальное расширение вещест-
ва с боковой поверхности вызывает уменьшение давления в зоне реакции
и в ПД. Этот эффект наиболее выражен вблизи поверхности заряда и по-
степенно ослабляется в направлении его оси. Вследствие указанного эффек-
та поверхность фронта при стационарной детонации имеет выпуклую фор-
му в направлении распространения волны, т.е. величина локальной скоро-
сти детонации постепенно уменьшается в направлении от оси заряда.

Поверхность фронта часто имеет форму сферической оболочки
(рис. 1.3). Исключение составляет лишь сравнительно небольшой участок
вблизи поверхности заряда, где радиус кривизны фронта быстро убывает.
В цилиндрических зарядах большого диаметра, в которых скорость дето-

рис. 1.4. Зависимость скорости детона-
ции от диаметра заряда:

Г — ТГ40/60, р0= 0,5 г/см1; 2~ пикриновая
кислота, р0 = 0,9 г/см3; 3— ТГ40/60,
р0 = 0,9 г/см3; 4— гексоген, р. = 0,9 г/см3;
5 — ТГ35/65, рй= 1,71 г/см3

нации вдоль оси мало отличается от
идеальной скорости, радиус кривиз-
ны поверхности фронта Я достигает
3,5 диаметра (1. С уменьшением <7 от-

Я я
ношение — убывает и стремится к
а

единице при диаметре, близком к
критическому, т.е. к тому наимень-
шему диаметру, при котором еще во-
зможно стационарное распростране-
ние детонационного режима.

На рис. 1.3 показано расположе-
ние фронта детонации в цилинд-
рическом заряде ВВ в два различ-
ных момента времени; символом В
обозначена скорость детонации вдоль
оси заряда, а Д— локальная ско-
рость детонации на расстоянии х от
оси.
Из геометрических соображений и условия стационарности можно
получить

/	2	/	2 \

О - Рсоза = 2) 1-^-1 -О 1-А- 

I Лэ I я }

Для случая почти идеальной детонации — = 3,5, а локальная скорость
а

детонации Д. вблизи поверхности заряда составляет 0,997).

Скорость детонации 2) возрастает с увеличением диаметра заряда. За-
кон изменения скорости, по крайней мере для детонационных режимов
вблизи идеальных условий, выражается соотношением

где а — константа. На рис. 1.4 показаны экспериментально найденные
зависимости скорости детонации от диаметра зарядов для ряда ВВ [18].

1.4.2.	Сейсмическое действие взрыва

Сейсмическое действие взрыва, т.е. вызванные взрывом
колебания грунта, в ряде случаев может ограничивать или вовсе воспрепятст-
вовать использованию взрыва в технологических целях. Это действие опреде-
ляется характером распространения волн в массиве пород. На близких рас-
стояниях к очагу взрыва сейсмическая волна является продольной волной
сжатия-растяжения. С удалением от заряда единый волновой фронт распа-
дается — появляются поперечные, а затем и поверхностные волны (рис. 1.5),
Не останавливаясь на определении и детальной характеристике обра-
зующихся волн, отметим, что все они имеют различные скорости и рас-
пространяются независимо друг от друга. Волны вовлекают в колебатель-
ное движение объекты, расположенные на поверхности земли и в глубине
массива. Из-за различия скоростей распространения отдельных типов
волн увеличивается общая длительность колебания массива пород и рас-
положенных на них сооружений. В целом в сейсмическую волну перехо-
дит около 1 % потенциальной энергии ВВ. Но действует она на больших
расстояниях. Критерием оценки интенсивности сейсмических колебаний
является их скорость и, которая может быть определена, например, по фо-
рмуле М.А. Садовского:

где С — масса заряда; К — расстояние от места взрыва; к — коэффициент,
характеризующий грунтовые условия или свойства среды, по которой
распространяется волновой фронт; п — показатель степени затухания сей-
смических колебаний. Величины кип определяются экспериментально.
Волна

Рис. 1.5. Волновая конфигурация в среде при
взрыве на ее поверхности сосредоточенного
заряда ВВ

Сейсмическим действием
можно управлять в первую
очередь путем изменения мас-
сы взрываемого заряда и расс-
тояния до места взрыва. Од-
нако такая возможность пред-
ставляется далеко не всегда.

Интенсивность затухания
сейсмических волн зависит от
свойств среды, в которой они
распространяются. В скальных
породах упругие волны движутся
с меньшими потерями и переда-
ются на большие расстояния. В

несвязных породах типа песка,
гравия они быстро теряют свою
энергию и скоро затухают с уда-

лением от места взрыва.

Эффект воздействия колебаний на сооружения во многом зависит от
длины волны. Аналогично волнам на воде у сейсмических волн есть греб-
ни и впадины. Расстояние между соседними гребнями или впадинами рав-
но длине волны, а временной интервал между ними составляет период ко-
лебаний — величину, обратную частоте.

При распространении волны на поверхности грунта наибольшие раз-
личия в положении между частицами наблюдаются на гребне и во впадине

волны, находящимися на расстоянии половины длины волны друг от дру-
га. Чем меньше это расстояние, тем большие относительные деформации
испытывают указанные частицы среды. Значит, при большом относитель-
ном размере сооружения, равном примерно длине волны, сооружение
смещается почти как одно целое с незначительными деформациями между
любыми его точками. Вероятность появления разрушений в этом случае
довольно низкая. При малой длине волны или очень длинном здании сме-

щения между его отдельными частями могут возрасти настолько, что вы-
зовут появление разрушений. Следовательно, воздействие на сооружение
также зависит от направления распространения сейсмической волны от-
носительно длинной и короткой сторон сооружения: в направлении длин-
ной стороны воздействие больше.

Каждое сооружение имеет собственную частоту колебаний. Для про-
мышленных зданий и сооружений она обычно небольшая — ниже 10 Гц.
Частота сейсмических колебаний изменяется примерно от 3 до 50 Гц. Чем
ближе друг к другу частоты собственных и сейсмических колебаний, тем
больше восприимчивость к ним сооружений. Особо опасная ситуация воз-
никает при совпадении частот. Наступает резонанс, характеризующийся
резким возрастанием амплитуд колебаний, вследствие чего происходит ра-
зрушение сооружения.

Общепринятым критерием оценки сейсмического действия взрывов
является допустимая скорость колебаний в преобладающей по интенсив-
ности волне. Допустимой называют такую скорость, при которой полнос-
тью гарантируется сохранность сооружений. Для решения некоторых
практических задач вводится предельная скорость колебаний, которая
соответствует граничным условиям сохранности сооружений. Предельная
скорость примерно в два раза больше допустимой. При допустимой ско-
рости колебаний вероятность сохранности объектов близка к единице, а
при предельной составляет только 0,58, Взрывные работы должны произ-
водиться при допустимых скоростях колебаний. И только в аварийных
ситуациях возможны однократные взрывы при предельной скорости ко-
лебаний.

Разработана двенадцатибальная шкала, регламентирующая уровень до-
пустимых и предельных скоростей колебаний с учетом класса зданий и со-
оружений. Колебания в один балл отмечаются только приборами, а в три
балла Ощущаются только некоторыми людьми или знающими о взрыве.
Осыпание побелки, повреждение штукатурки и отдельных ветхих зданий
наблюдается при пяти баллах. Допустимая скорость колебаний для этих
случаев составляет соответственно 0,2, 0,4 и 1,5 см/с.

Сейсмические колебания от шести до девяти баллов, при которых
происходят разрушения зданий и сооружений различной степени тяжести,
представляют наибольший интерес для промышленных взрывов. Допусти-
мая скорость для них изменяется от 3,0 до 12 см/с. Большие колебания по
техническим условиям не допустимы.

В зависимости от назначения и состояния промышленные сооруже-
ния и здания разделяют на четыре класса. К первому классу отнесены
особо ответственные здания и сооружения, ведение взрывных работ воз-
ле которых разрешается только в исключительных случаях. Чем выше
класс зданий и сооружений, тем больше допустимая скорость колебаний
грунта.

В конкретных горн о-геологических условиях скорость колебаний
определяют с помощью сейсмоприемников, которые устанавливают на
грунте и в здании на разной высоте. Полученные результаты сравнивают с
допустимыми значениями. Если полученные значения больше допусти-
мых, то необходимо проводить мероприятия по снижению сейсмического
действия взрывов.

Сейсмическое действие взрыва одиночного заряда определяется глуби-
ной его заложения и диаметром, количеством свободных поверхностей,
окружающих заряд. Существует оптимальная глубина заложения заряда,
при которой максимум энергии расходуется на дробление среды и мини-
мум на генерирование упругих колебаний. Повышение глубины заложения
заряда сопровождается большим увеличением сейсмического действия
взрыва, чем ее уменьшение.

С возрастанием диаметра зарядов сейсмический эффект взрыва повы-
шается, причем в частотном спектре преобладают волны низкой частоты,
являющиеся наиболее опасными с точки зрения сохранности зданий и со-
оружений.

Чем меньше количество свободных поверхностей при взрыве, тем бо-
льше энергии ВВ переходит в упругие волны. Более мощные ВВ типа ди-
з*
намита, скального аммонита №1 вызывают и более сильное сейсмическое
действие по сравнению со слабыми ВВ — игданитом, гранулитами и т.д.
Снижение сейсмического действия взрыва достигается при использовании
зарядов с воздушными промежутками.

Эффективный метод снижения сейсмического действия промышлен-
ных взрывов — коротко замедлен ное взрывание. Если отдельные заряды
или группы зарядов взрываются с замедлением, то суммарная энергия
взрыва разделяется на части. УВ от зарядов одного замедления несут толь-
ко эту часть энергии и передают ее упругим колебаниям. При выборе мас-
сы заряда, приходящейся на одно замедление, на практике обычно испо-
льзуют правило «двух третих»: масса заряда одного замедления должна
быть равна двум третим массы сейсмически безопасного заряда при мгно-
венном взрыве.

Очень важно правильно выбрать интервал замедлений между последо-
вательно взрываемыми группами зарядов. При малом интервале замедле-
ний, равном нескольким миллисекундам, существенного снижения сейс-
мического действия не происходит. При достаточно большом его значе-
нии (20...50 мс) сейсмоэффект значительно уменьшается, что позволяет
увеличить общую массу ВВ.

Сейсмическое действие взрыва резко снижается, если на пути про-
хождения упругих волн между местом взрыва и охраняемым объектом
расположены среды с более низкими, чем в горных породах, акустичес-
кими свойствами — выработанное пространство карьера, глубокие ов-
раги, пустоты или разрушенные зоны старых подземных работ. Иногда
такие экраны создают искусственно. Чаще всего между местом взрыва
и защищаемым сооружением устраивают с помощью взрыва полосу раз-
рушенных горных пород определенной ширины, глубины н протяжен-
ности, служащую экраном на пути распространения сейсмических волн.
Ослабление интенсивности волн происходит как вследствие их отраже-
ния на границе с экраном, так и в результате затухания колебаний в са-
мом экране.

Взамен такого экрана можно создать полую щель достаточной шири-
ны путем взрывания сближенных между собой скважинных зарядов (метод
предварительного щелеобразования).

При взрывных работах в воде или под водой эффективным мероприя-
тием по снижению сейсмического действия взрывов на гидротехнические
сооружения может быть завеса из воздушных пузырьков между местом
взрыва и защищаемым объектом. Для этого вблизи зоны взрыва по дну
водоема укладывают несколько труб с отверстиями и подают в них сжатый
воздух. Воздушные пузырьки из отверстий создают экран, на котором га-
сится энергия взрывных волн. Вопросы обеспечения безопасности при ве-
дении взрывных работ под водой будут рассмотрены отдельно.

Такие методы позволяют эффективно управлять сейсмическим дей-
ствием взрывов, обеспечивая возможность использования больших масс
ВВ.
1.5.	ОСОБЕННОСТИ ПОВЕДЕНИЯ МЕТАЛЛОВ
ПРИ НАГРУЖЕНИИ УДАРНЫМИ ВОЛНАМИ

Большинство операций обработки металлов взрывом осно-
вано на воздействии на них УВ. Она представляет собой зону сжатия, рас-
пространяющуюся по веществу со сверхзвуковой скоростью. Фронт ее — это
чрезвычайно узкая зона — поверхность разрыва в математическом смысле
[20], при переходе через которую параметры состояния и движения вещества
меняются скачкообразно, т.е. в направлении нормали к поверхности разрыва
возникают их бесконечно большие градиенты.

Уравнения, описывающие состояние среды, нагруженной УВ, выводя-
тся из общих законов сохранения массы, момента количества движения
(импульса) и энергии, которые для случая разрыва непрерывности запи-
сываются в конечно-разностной форме [21—23]. Если обозначить О —
скорость фронта У В, и — скорость потока вещества за ним, р — давление,
V =— — объем, С — внутренняя энергия, р — плотность вещества, то урав-
Р

нения сохранения будут иметь вид

7)2	(1.11)

Уо -V

« = (/>-АЖ	(1-12)

Е-Е. = -(/>- аЖ -V),	(1.13)

где индекс «0» относится к параметрам не возмущенного вещества. Они
известны как соотношения Ренкина—Гюгонио и определяют связь пара-
метров состояния и движения вещества по обе стороны фронта УВ с его
скоростью. Выражение (1.13), связывающее начальные и конечные давле-
ния и объемы, носит название ударной адиабаты или адиабаты Гюгонио.
Она отражает совокупность состояний вещества, в которые оно может пе-
рейти из начального состояния в результате однократного ударного сжатия
[14, 16, 22, 23].

Прохождение мощной УВ по веществу сопровождается прежде всего
сильным его сжатием и нагревом. Традиционно УВ используются для исс-
ледования поведения вещества в экстремальных условиях [22]. К настоя-
щему времени удалось получить давления в УВ порядка 10 Мбар [14], при
которых вещество разогревается до температур порядка 104 К и претерпе-
вает примерно двукратное сжатие [14]. Л. В. Альтшулер с сотрудниками до-
стигли рекордного трех- и четырехкратного сжатия при давлении около
34,5 Мбар железа и стали, помещенных вблизи эпицентра подземного ядер-
ного взрыва [20, 24].

Область давлений в УВ, используемых при металлообработке взрывом,
занимает диапазон от десятков до сотен (иногда 1...2 тыс.) кбар [25—30].
Наибольшее распространение для возбуждения в металлах УВ такой интен-
сивности получили ВВ. Они представляют собой сравнительно неустойчи-
вые в термодинамическом смысле индивидуальные химические соедине-
ния или механические смеси, самораспространяющееся превращение ко-
38	ГЛАВА 1. Основы физики взрыва и ударных волн в твердых телах  торых в форме так называемого химического взрыва сопровождается вы- делением большого количества тепла и сильно сжатых газообразных про- дуктов. Основной формой химического превращения В В является детона- ция — особый вид экзотермической реакции, инициируемой нагревом при сжатии реагирующего вещества УВ. В В являются весьма мощным источ- ником энергии. При взрыве, например, 1 кг конденсированного ВВ выде- ляется 1,25...8,4 МДж тепла и 500...1000 л газов, сжатых примерно до 200 кбар. При скорости детонационной волны порядка 10 см/с, мощность, передаваемая на ее фронте, достигает порядка 5 • 109Вт/см2 (для сравне- ния укажем, что мощность всех электростанций США в 1966 г составляла 1,4 • 10” Вт [20,31]). Указывается также, что плотность энг эвыделения при взрыве может достигать 17  103 кДж/м3, а мощность эь /говыделения в ряде случаев составляет 1010 Вт на 1см2 фронта детонации [14, 16, 31],  Согласно гидродинамической теории детонации [14—16] возбуждение химической реакции в ВВ осуществляется У В, а постоянство ее интенсив- ности и стационарность всего детонационного процесса в целом поддер- живается за счет энергии химической реакции за фронтом УВ.  В обычных условиях устойчивый режим детонации определяется, как уже указывалось, критерием Чепмена—Жуге, в соответствии с которым в плоскости, разделяющей зоны химической реакции и ПД, местная ско- рость звука с,. равна разности между скоростью детонации (или У В) О и массовой скоростью ис реагирующего вещества. Иными словами, скорость детонационной волны относительно ПД равна скорости звука в них:  /) ~ се + ие.  Здесь и далее индекс «с» соответствует состояниям Чепмена—Жуге.  В предположении равенства нулю внутренней энергии и начального давления непрореагировавшего вещества давление плотность рс н мас- совая скорость ПД ис в состоянии Чепмена—Жуге, являющиеся парамет- рами детонационной волны, могут быть вычислены из основных уравне- ний теории УВ. Согласно [14, 16, 31]  (114)  К т 1  “-17Т’	(,15)  к + 1	., ,,  Рс = . Ро,	(116)  /С  где ро — начальная плотность В В; к — показатель политропы ПД.  Если для общей характеристики процесса расширения ПД и прибли- женных расчетов параметров детонационной волны пользоваться во всем интервале плотностей единой политропой вида /пА = соп51 при к= 3 [14], то из (1.14)—(1.16) можно получить формулы для расчета параметров детона- ции в состоянии Чепмена—Жуге:  Ро/>2	Р	* + 1  Р’= 4 > “‘ = 4 > Р'= к Ро-	О-17)
Подробные сведения о ВВ и средствах взрывания можно найти в ли-
тературе; их основные характеристики будут приводиться, при необходи-
мости, в последующем изложении по мере упоминания.

1.5.1.	Возбуждение ударных волн

При истечении ПД в какую-либо среду в ней образуется
УВ, начальная интенсивность которой определяется параметрами детонаци-
онной волны (в рассматриваемом приближении с учетом (1.13) — скоростью
детонации О и начальной плотностью ВВ — ро) и характеристиками среды,
главным образом ее плотностью и сжимаемостью [28,32]. В ПД при этом воз-
буждается либо отраженная УВ, либо волна разрежения [32].

В случае, когда сжимаемость среды больше сжимаемости ПД, имеем
картину течения при нагружении полубесконечной металлической среды
плоской детонационной волной, падающей по нормали к поверхности раз-
дела, приведенную на рис. 1.6 [28]. Течение в области 7 — простая центри-
рованная волна разрежения, II — область взаимодействия последней с от-
раженной У В в ПД, область III соответствует течению за фронтом У В в
металле.

На рис. 1.7 указаны параметры ПД и металла в соответствующих обла-
стях. Подлежат определению иъ р2, р2, рз.

Для У В 7 из (1.12) следует

(и, -и2)2 = (р2 - р,(---1	(1.18)

Рг)

На плоскости (р, и) это соотношение определяет кривую, являющуюся
геометрическим местом возможных состояний ПД после отражения от по-
верхности металла (кривая СА на рис. 1.8; точка С отражает состояние Че-
пмена—Жуге).

Для УВ 3 (рис. 1.7) можно получить соотношения

Р47/2 = Рз(^2 - И2), р2 =	(1-19)

Если принять ударную адиабату для металла в форме [14, 21]

112 = а + Ьи,	(1-20)

то (1.19) приводится к выражению

р2 = р4(д +

(1.21)

которому на плоскости (р, и) отвечает адиабата ОЬ. Точка пересечения
кривых С А и ОЬ соответствует искомым параметрам ПД и металла на гра-
нице их раздела, т.е. начальным параметрам У В 3.

В работе [28] получено и аналитическое решение данной задачи, кото-
рое представляется системой уравнений:

+ 4Лр2р4

2Ь

м2 =

.А-й+Р--^?7Г' Рз= —7Н?	<122)

1-Ы	1-Р^

р
Рис. 1.6. (х — ^-Диаграмма нагружения
металла плоской УВ:

1 — фронт отраженной УВ; 2 — поверх-
ность раздела В В—металл; 3 — фронт У В в
металле

Рис. 1.7. Плоские волны:

/ и // — области, занятые ПД; /// — область течения
в УВ в металле; /У — невозмущенный металл; 1 —
отраженная УВ в ПД; 2 — граница раздела ВВ—
металл; 3 — фронт УВ в металле

Рис. 1.8. (х — ^-Диаграмма нагружения
металла плоской и скользящей УВ

при известной политропе ПД к. Из
этого решения следует, в частности,
что чем выше плотность среды, в ко-
торую истекают ПД, тем выше нача-
льное давление в УВ.

Если плоская детонационная во-
лна распространяется вдоль границы
раздела В В—металл (скользящая дето-
национная волна), то расширение ПД
представляется кривой КР (рис. 1.8)
[33], а начальные параметры УВ в
металле даются координатами точки
Е пересечения ее с ударной адиаба-
той ОЕ. Численное решение этой зада-
чи получено А.А. Дерибасом, Г.Е. Ку-
зьминым [34], У. Друммондом [28,
34, 35]. При нормальном падении
детонационной волны на поверх-
ность металла давление в УВ сущест-

венно выше, чем прн скользящей детонации. Например, при нагружении

низкоуглеродистой стали контактным зарядом литого сплава тротил—гек-
соген ТГ 50/50 и гексогена насыпной плотности давление в УВ в первом
случае достигает 380 и 220 кбар, а во втором — 175 и 100 кбар соответст-
венно [28], т.е. приблизительно вдвое меньше.

Максимальное давление в У В, которую можно возбудить в веществе с
помощью контактного заряда мощного ВВ (р0 = 1,90 г/смэ, О - 9320 м/с —
состав ^МX<^ [31]), составляет примерно 800 кбар [20].
Более высокие давления достигаются при соударении твердых тел, ме-
таемых ПД. Для расчета параметров метания разработан ряд схем, про-
стейшей из которых является одномерная схема метания, предложенная в
1943 г. Р.Гарни [36]. Используя допущение о мгновенной детонации, ну-
левом времени разгона метаемых тел, линейном распределении скорости
вдоль направления метания и одномерном разлете ПД, получаем формулу,
определяющую скорость метаемого тела:

3

К = Ог.

(к2 -1)(г + 1)(г + 4)’

Ро^о

Р15, *

(1.23)

где г — так называемый коэффициент нагрузки; 30 — толщина слоя ВВ;
р0 —' его плотность; Р1 и 31 — плотность и толщина метаемого тела; к —
показатель политропы ПД.

В другой одномерной модели [28, 31, 37] рассматривается метание ПД
абсолютно жесткой пластины. Газодинамическая картина течения и дви-
жения пластины на (х - 0-диаграмме изображена на рис. 1.9, где ОА — де-
тонационная волна; АС — путь пластины; АО — УВ в ПД, отраженная от
пластины; ОЕ — граница разлета ПД. Область / занимает недетонировав-
шее ВВ, область // соответствует центрированной волне разрежения, об-
ласть Ш есть зона взаимодействия волны разрежения с УВ, отраженной от
пластины. Если известно значение политропы ПД, уравнения газовой ди-
намики допускают простое аналитическое решение, приведенное в рабо-
тах [28, 31, 37]. Например, для случая к - 3, максимальная скорость плас-
тины определяется формулой

К

32

= Л 1+^г-1

V 27

32

27

(1-24)

а расстояние, на котором она достигается, составляет [37]

V Я
8=-^.	(1,25)

О

Определение параметров соуда-
рения с помощью формул (1.23) и
(1.24) в случае двумерных схем мета-
ния (скользящей детонационной вол-
ной), наиболее распространенных в
технике металлообработки взрывом,
оправдано лишь при достаточно боль-
ших начальных расстояниях между
соударяемыми телами, когда мета-
емая пластина успевает приобрести
максимальную скорость Ио. В реаль-
ных случаях скорость пластины V в
момент соударения может быть зна-

Рис. 1.9. (х — ^-Диаграмма метания жест-
кой пластины падающей (плоской) детона-
ционной волной (обозначения в тексте)
Рис. 1.10. Картина УВ-те-
чений при нормальном со-

чительно меньше Ио. Эта задача намного сложнее
по сравнению с рассмотренными о двумерном ме-
тании ПД жесткой пластины, она решена методом
характеристик в работах [4, 28]. Несмотря на то
что эта модель более точно отражает физические
явления при метании пластин скользящей детона-
ционной волной, ее применение для инженерных
расчетов крайне затруднительно.

В работе [29] предложена более доступная ме-
тодика приближенного расчета параметров движе-
ния пластины на участке разгона, основанная на
измерении длин волн, которые образуются на кон-

тактных поверхностях пластин при сварке взры-
вом. Эта особенность не позволяет считать ее до-

ударении пластин	статочно универсальной.

В целях большего приближения к двумерной
схеме метания предложено [28, 34, 38] в формулу (1.24) ввести корректи-
рующий коэффициент 1,2.

Давление в УВ при нормальных соударениях однозначно определяется
скоростью соударения и сжимаемостью соударяющихся тел [21, 183]. Кар-

тина течения, соответствующая некоторому моменту времени после начала
соударения, приведена на рис. 1.10. Здесь АВ — граница раздела двух пла-
стин, СО — У В в ударяющей пластине, ЕЕ— то же в неподвижной. В об-
ластях 0 и III вещество не возмущено и характеризуется плотностями р, и
р2, давлениями р0 = д3 = 0 и скоростями ~ и ы3 = 0. В области / проис-
ходит течение вещества плотностью р{ со скоростью при давлении а

в области II — соответственно р'2, и2 и р2.

Из законов сохранения (1.11), (1.12), (1.13) для данной ситуации

следует

и = и2 = К - р = р{ = р2, и= р--------------

V \Рз

откуда можно получить выражение для давления в области соударения:

(126)

Косые соударения реализуются, когда пластины встречаются под не-
которым углом и точка соударения (точка контакта) перемещается вдоль
поверхности соударения с конечной скоростью. Давление в точке контакта
существенно зависит при этом помимо скорости соударения и сжимаемос-
ти материалов от угла соударения и скорости точки контакта.

Такой принципиально важный для процесса сварки взрывом, а также
упрочнения металлов случай соударения пластин подробно рассмотрен в
ряде работ [28, 29, 39] в гидродинамической постановке.
1.6.	НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ
В УДАРНОЙ ВОЛНЕ

При давлениях в УВ, значительно превышающих сдвиго-
вую прочность металла, напряженное состояние его близко к состоянию
равномерного всестороннего сжатия, т.е. давление имеет гидростатический
характер [16, 22]. Поведение металла рассматривается при этом, подобно
сжимаемой жидкости, методами гидродинамики и описывается соотноше-
ниями Ренкина—Гюгонио (1.11), (1.12), (1.13).

В области относительно невысоких давлений ударного сжатия, мень-
ших примерно 500 кбар [14, 16, 21, 22, 40, 41], роль прочности оказывает-
ся существенной [21—23), а в ряде случаев критериальной, особенно на
заключительных стадиях процессов импульсного нагружения [29, 42].

Способность металлов сопротивляться действию напряжений сдвига
обусловливает анизотропию системы напряжений [20]. Соотношения Рен-
кина—Гюгонио для ударного фронта остаются в этом случае справедли-
выми при условии, что гидростатическое давление заменяется на компо-
нент тензора напряжений, нормальный к фронту волны [23].

Динамическое поведение среды в упругопластической области, когда
тепловая составляющая внутренней энергии пренебрежимо мала [14, 31] и
сжимаемое вещество не испытывает плавления и испарения, описывается
с помощью аппарата теории упругости и пластичности, поскольку оно со-
храняет кристаллическое строение. Анализ проводится на основе уравне-
ний движения, для составления которых используются общие законы сох-
ранения, соотношения между компонентами тензора напряжений и тензо-
ра деформаций и их скоростей, а также уравнения состояния, учитываю-
щие термодинамические эффекты, связанные с адиабатическим сжатием
вещества [21, 43]. Такое нагружение сопровождается высокими скоростя-
ми деформации металла [41, 44] и происходит в условиях высокого гидро-
статического давления и совместного влияния упрочнения и разупрочне-
ния, связанного с нагревом [23, 41].

В общем случае пространственное адиабатическое движение прочной
сжимаемой среды описывается системой 16 уравнений [14, 31], которые
остаются с некоторым приближением справедливыми и на стадии разгруз-
ки в предположении не зависящей от истории нагружения линейной связи
между компонентами тензора напряжений и скоростей деформации [23].

Решение этой системы представляет собой чрезвычайно сложную за-
дачу. В настоящее время уравнения движения прочной сжимаемой среды,
которые учитывают как термодинамические эффекты, связанные с адиаба-
тическим сжатием, так и эффекты прочности, не имеют аналитического
решения даже для случая плоского одномерного движения, а потому для
решения таких, а также ряда двумерных (осесимметричных и плоских) за-
дач привлекаются численные методы [45, 46].

При нагружении упругопластичного материала плоской У В система
напряжений, действующих на элементарный объем металла, содержит три
компонента, т.е. напряженное состояние является объемным. Напряже-
ние, действующее по нормали к фронту волны оу, является наибольшим и
численно равно давлению р в УВ. Два других главных напряжения, дейст-
вующих на ортогональных площадках параллельно фронту волны, в силу
симметрии равны между собой: ох - ог < ог Поскольку деформации в по-
перечном направлении запрещены, деформированное состояние металла
является одноосным, причем линейная относительная деформация в
направлении распространения фронта волны численно равна объемной
деформации:

е, =1----=----.	(1.27)

^0 Уо

Соотношения Ренкина—Гюгонио для среды, имеющей прочность,
преображаются к виду [21, 23]

а, =р0Л2е,,	(1.28)

е, =-^,	(1.29)

2?-2?.=-^-.	(1.30)

*Ро

Воспользовавшись соотношениями теории упругости [47], можно по-
лучить выражения, определяющие связь между главными напряжениями,
интенсивностью напряжений и объемной деформацией для случая одноо-
сной деформации,

Г 4 А 1—4?

3^ = 1327°-’	О-3»

о, = о,	(1-32)

о, -	- о* ,

где о, — интенсивность напряжений при одноосной деформации; V — ко-
эффициент Пуассона; В — модуль всестороннего сжатия (объемный мо-
дуль); О — модуль сдвига,

Гидростатическое давление, вызывающее такую же объемную дефор-
мацию ес, вычисляется в виде

(1.34)

Из (1.31) и (1.32) вытекает, что в упругой области отношение главных на-
пряжений остается постоянным и определяется только коэффициентом
Пуассона:

Условия перехода металла в пластическое состояние устанавливаются
введением соответствующих критериев текучести. При одноосной дефор-
мации критерии текучести Треска—Сен-Венана и Мизеса совпадают

Оу ос Од — 2гд,

(1-36)
а потому независимо от выбора критерия в момент наступления текучести
выполняются соотношения

I -V	V

=о< ( ’37)

В последних выражениях од и тд— динамические предел текучести и кри-
тическое напряжение сдвига, определяемые при одноосном напряженном
состоянии [21, 23, 44]. Методические особенности и результаты испыта-
ний некоторых материалов на растяжение с высокими, свойственными
состоянию на ударном фронте, скоростями деформации будут обсуждены
ниже.

Значение напряжения о;Л, определяемое соотношением (1.37), предс-
тавляет собой предел текучести Гюгонио [31]. Соотношение (1.37) устана-
вливает, таким образом, связь между напряжениями начала пластического
течения (с учетом влияния скорости деформации) при одноосном напря-
женном и одноосном деформированном состояниях (в последнем слу-
чае — в условиях действия гидростатического давления). Переход матери-
ала в состояние текучести означает потерю им способности сопротивлять-
ся сдвиговым деформациям. Формально это выражается равенством пулю
модуля сдвига в соотношениях между приращениями напряжений и дефор-
маций, вследствие чего в области пластического течения

^21. = ^ = В, — = в.	(1,38)

^у	(ку	(ку

Таким образом, с ростом давления в У В относительная разность
" °Л

------ стремится к нулю, касательные напряжения т - ттах постоянны и
напряженное состояние материала приближается к состоянию гидростати-
ческого сжатия [16, 21].

В соответствии с теорией пластического течения [151] за пределом уп-
ругости Гюгонио приращения скоростей деформации в направлении дви-
жения фронта волны состоят из упругой и пластической составляющих [48]:

ё, =ё^+ёда.	(1.39)

В пластической области составляющая ё^ соответствует приращению
объемной деформации, обусловленному действием шарового тензора нап-
ряжений (гидростатического давления), причем	. Поэтому

0 40)

где 0 = ех + Еу + ег — объемная деформация. Интегрирование выражения
(1.40) дает величину упругой деформации, которая в пластической области
остается постоянной:

е „=|1пР-”- = ~1п~.	(1.41)

з р 3 Уо
Из (1.39) и (1.41) следует, что на стадии нагружения УВ пластическая де-
формация в направлении распространения фронта волны составляет

=т!п—= 41п~ 	(1-42)

3 р 3 у0

Согласно равенству

Ё,„+2ЁХ, =0	(1.43)

этой деформации соответствует пластическая деформация в поперечном
направлении:
1 V
е„=т1п—	(1.44)

"я
роль которой в процессах обработки взрывом (ОВз) металлов выяснится в
дальнейшем.
Закон сохранения массы [31] в рассматриваемом случае имеет вид [48]

^+2е,=|.	(1.45)

Поскольку в пластической области ду = дх, из обобщенного закона
Гука
а, =Х0 + 2бек	(1.46)

следует
=е„.	(1.47)

Уравнение (1.45) с учетом (1.44) и (1.46) примет вид

а, =[л.+2е|₽ = лА,
' I з )р Р

откуда после интегрирования можно получить выражение

в,-Лп^.±|Од,	(1.48)

которое играет роль уравнения механического состояния металла в
области пластичности при нагружении его плоской УВ (знак «+»
относится к стадии нагружения, знак «-» — к стадии разгрузки) [21, 31].

Если для данных условий нагружения принять од= сопзГ, то из (1.48) с
учетом (1.46) можно получить выражение

=ог = Я1п — ±1Од,	(1.49)

*о 3

полезность которого станет очевидной в дальнейшем. Здесь знаки «+» и «-»
соответствуют стадиям нагружения и разгрузки.
Процесс одноосного деформирования упруго-пластического вещества
плоской У В представлен схематически на рис, 1.11 в виде ударной адиаба-
ты в координатах напряжение—объемная деформация. Можно принять,
что объемный модуль В и коэффициент Пуассона V в рассматриваемом
диапазоне интенсивностей волн не зависят от давления [138],

Особенностью ударной адиабаты является наличие в точке й излома,
соответствующего улругопластическому переходу. Напряжения, меньшие
о^, распространяются как одна упругая волна. В точке перегиба й условие
устойчивости УВ нарушается: напряжения ниже и выше о/Ане могут расп-
ространяться как одно ударное возмущение. Волна разделяется на две —
упругий предвестник, имеющий амплитуду о>7, и скорость

4
^(В+-6)у0>

(1.50)

и следующую за ним пластическую волну, несущую приращение напряже-
ний оу - оуА, со скоростью объемных пластических волн сГ1Л относительно
вещества за фронтом упругой волны. Эта скорость может быть определена
у.

из соотношения (1.11) при р = о , р0 = о ь, у0 = уА (	- 1п —):

с



(1.51)

Приведем также выражения для скорости распространения упругих

возмущений при одноосном напряженном
стержневой скорости звука) [16, 49]

Со =7^0*

(1.52)

и скорости поперечных (сдвиговых) волн,
в которых смещения частиц вещества па-
раллельны фронту волны и происходит
только деформация сдвига без растяжения
или сжатия,

ст =7^7-	(153)

При взаимодействии УВ с приходя-
щими к ней волнами разрежения (в этих
волнах направления скорости распростра-
нения фронта и массовой скорости проти-
воположны) вещество, находящееся в сос-
тоянии пластического течения, вновь при-
обретает способность к упругой деформа-
ции, но противоположного знака.

Процесс разгрузки показан на рис. 1.11
линией 1—2—3. На упругой стадии разгру-
зки (участок 1—2) разность главных напря-
жений, первоначально равная од, изменяет

состоянии (так называемой

Рис. 1.11. Ударная адиабата
для упруго-идеально-пластичного
тела {В = сопз()
знак на обратный. При этом давление в волне снижается на величину До^,
значительно превышающую од и составляющую (без учета эффекта Бау-
шингера [47])

.	2(1 - V) п	..

До г = ~~(1.54)

Лгпах 1 _	'

Дальнейшая разгрузка осуществляется в пластической волне (участок
2—3), следующей за упругой. При определенных условиях, зависящих глав-
ным образом от давления и профиля УВ и геометрии нагружаемого тела,
оно может подвергнуться повторному нагружению в волне разрежения.
Скорости упругой и пластической волн разгрузки определяются выраже-
ниями (1.49) и (1.50), соответственно.

1.7.	УПРОЧНЕНИЕ МЕТАЛЛОВ В УДАРНОЙ ВОЛНЕ

1.7.1.	Историческая справка

Из большого разнообразия явлений, сопровождающих воз-
действие УВ на металлические материалы, наибольший интерес представляет
изменение их микроструктуры и механических свойств. При этом изменение
таких параметров, как твердость, предел текучести, прочность, можно изме-
рять непосредственно до и после ударного воздействия. Кроме того, важная
информация о механических свойствах материалов, обработанных взрывом,
может быть получена путем металлографического изучения микроструктуры в
оптическом и электронном микроскопах, измерения величин запасенной
энергии, использованием различных способов изучения структуры решетки,
измерениями плотности и другими исследованиями.

В специальной литературе для обобщенной характеристики этих из-
менений используется термин «упрочнение взрывом», поскольку они сво-
дятся, в конечном счете, к повышению прочностных характеристик.

Наиболее ранней из известных публикаций оказался доклад группы
американских исследователей о работах по воздействию ВВ на низкоугле-
родистую сталь, выполненных в 1919—26 гг. [50, 51]. Горное, Военно-мор-
ское, Артиллерийское научные общества США создали специальный ко-
митет, которому было поручено установить признаки, позволяющие при
изучении разрушенных металлических конструкций надежно судить, соп-
ровождалось ли их разрушение детонацией конденсированных В В. Иссле-
дования проводились на дисках из низкоуглеродистой стали диаметром
36 мм и толщиной 6 мм. Были использованы различные заряды из нит-
роглицериновых составов весом 50 г диаметром 36 мм, скорости детона-
ции составляли 1520, 2300, 3200, 4470 и 5720 м/с. Испытываемые образцы
устанавливались на свинцовые блоки, в отдельных опытах производились
метание и улавливание образцов.

Для выяснения пределов влияния взрыва на сталь проводились специ-
альные эксперименты, в которых между ВВ и образцом устанавливался
воздушный зазор от 4 до 128 мм. После обработки взрывом (ОВз) исследо-
валась микроструктура, в которой основное внимание уделялось изучению
линий двойникования — полос Неймана, которые считались основным при-
знаком воздействия ВВ на металл. Американские ученые пытались устано-
вить связь между количеством и конфигурацией полос Неймана и пара-
метрами ВВ, но положительных результатов им получить не удалось. К
сожалению, они не исследовали изменения механических характеристик
образцов, отметив лишь влияние параметров взрыва на скорость травле-
ния поверхности, но новизна и тщательность проведенных экспериментов
позволяют дать высокую оценку этим пионерским исследованиям.

В 40-х годах прошлого века были опубликованы работы английских
исследователей, посвященные различным аспектам проблемы обработки
металлов взрывом. В работе Дж. Кука [52] описан процесс гравировки
изображений на металле с помощью УВ и предложена конструкция гене-
ратора плоской волны из ВВ с различными скоростями детонации, широ-
ко и успешно использующегося и в настоящее время. В работе Д. Пэка,
У. Эванса и Г. Джеймса [53] исследован взрыв ВВ на поверхности стали и
свинца, впервые оценены контактные давления и предпринята одна из
первых попыток построить ударные адиабаты этих материалов. В 1948 г.
опубликована работа У. Каррингтона и М. Гайлера [54] о соударении ци-
линдров из различных материалов со стальной плитой. Авторы наблюдали
двойникование в низкоуглеродистой стали, обнаружили область постоян-
ной твердости, характерной для исследованного значительно позднее об-
ратимого фазового перехода. В 1951 г. Н. Маклеодом было заявлено пер-
вое изобретение — упрочнение взрывом высокомарганцовистой стали [55].
Этот метод нашел применение в промышленности США, Канады и
СССР. В 1954 г. опубликована монография Дж. Райнхарта и Дж. Пирсона
[49], содержавшая обзор полученных к тому времени результатов исследо-
ваний по обработке металлов взрывом. Из оригинальных результатов са-
мих авторов в области упрочнения взрывом, опубликованных в 1958 г.,
можно отметить работы по воздействию цилиндрических зарядов на толс-
тостенные металлические цилиндры, а также их исследования явления
откола и некоторые другие работы. Характерно, что во всех работах по
упрочнению взрывом, опубликованных до 1958 г., отмечается совместное
влияние на упрочняемые образцы сильных УВ и последующей деформа-
ции, зачастую сопровождающейся их разрушением. При такой постановке
экспериментов весьма затруднительно разделить влияние различных фак-
торов на окончательное изменение механических свойств и геометрии об-
разца и нелегко добиться удовлетворительной воспроизводимости эк-
спериментальных результатов. С 1956 г. начались исследования процесса
упрочнения с помощью плоских УВ с фиксированной амплитудой и дли-
тельностью нагружения в условиях, сводящих до минимума последующую
деформацию испытываемых образцов. Техника этих экспериментов и ре-
зультаты исследования ударных адиабат различных металлов описаны в
обзоре М. Райса, Р. Маквина и Дж. Уолша [56]. Первой работой, в кото-
рой с помощью плоских волн детально исследовано упрочнение ряда ме-
таллов и высказаны интересные соображения о механизме упрочнения в
УВ, было исследование С. Смита [57], опубликованное в 1958 г. Начиная
с этого времени, более или менее регулярно публиковались обзорные ста-
тьи, систематизирующие довольно многочисленные исследования процес-
4-5-1832
са упрочнения взрывом. Можно назвать труды конференции по вы-
сокоскоростной деформации металлов в Колорадо в 1960 г. [58], работы
Г. Дитера [59], Г. Дорана и Р. Линде [60], Е. Зукаса [61], С. Махаджана
[62], труды конференции «Ударные волны и механические свойства тел» в
Сиракузском университете в США в 1970 г. [63], труды конференции «Ме-
таллургические эффекты при высоких скоростях деформирования» в Аль-
букерке в Нью-Мексико в 1973 г. [64], обзорную статью «Воздействие удар-
ных волн на твердое тело» в книге «Успехи высоких давлений» [65].

Чтобы получить заметный эффект упрочнения, необходимо воздейст-
вие на металлы достаточно сильных У В. Ударные волны обычно генери-
руются или контактными зарядами конденсированных ВВ, или соударени-
ем метаемого тела с упрочняемой поверхностью металлических пластин.
Для изучения эффекта упрочнения в чистом виде и наиболее типичных
практических приложений необходимо стремиться удержать остаточную
пластическую деформацию упрочняемого образца или изделия в заданных
пределах, что для достаточно сильных У В является непростой задачей.

Своеобразие процесса упрочнения взрывом металлов и сплавов состо-
ит в том, что упрочняемый материал отделяется от неупрочненного весьма
тонким слоем, представляющим собой фронт УВ. Переход вещества через
фронт вызывает сильные деформации решетки и большие напряжения
сдвига, которые порождают и двигают дислокации. Остающиеся за фрон-
том дефекты и вызывают упрочнение металла. Рассмотрим некоторые ме-
тоды осуществления взрывных нагрузок, иными словами — У В, методы
измерения их параметров, законы сохранения на ударном фронте, а также
изменения механических свойств и микроструктуры некоторых металлов и
сплавов.

1.7.2.	Основные зависимости

Физические основы упрочнения металлов взрывом изло-
жены в работах [4, 28], металловедческие аспекты — в [66], примеры практи-
ческого использования и достигнутые результаты приведены в [26]. Для по-
лучения заметного эффекта упрочнения необходимо воздействие на металлы
достаточно сильных УВ. В упрочняемом материале УВ создаются контакт-
ным взрывом заряда ВВ или ударом пластины. При нормальном падении де-
тонационной волны на поверхность детали или нормальном ударе пластины
упрочнение осуществляется в прямой УВ, при скользящей детонации или
косом ударе пластины — в косой УВ (рис. 1.12). Расчет параметров нагруже-
ния описан далее.

В промышленных масштабах упрочнение обычно осуществляется УВ,
образующимися при скользящей детонации тонких слоев пластичных или
эластичных ВВ [5], плотно контактирующих с упрочняемой деталью
(рис. 1.12, в). Плотность таких ВВ составляет 1,5.„1,6 г/см3, скорость де-
тонации 7...8 км/с, достигаемые в У В давления (в стали) 15...20 ГПа. Для
увеличения давления используются более сложные схемы нагружения па-
дающей (плоской) детонационной волной (рис. 1.12, б). При нормальном
отражении детонационной волны от границы раздела давление в УВ в ста-
Рис. 1.12. Схемы упрочнения взрывом;

а — упрочнение косой УВ при скользящей детонации слоя ВВ; б — то же падающей (плоской) УВ; в —
то же косым ударом пластины; г — то же плоским ударом пластины; / — заряд ВВ, 2 — упрочняе-
мая деталь, 3 — основание, 4 — система инициирования детонации, 5 — детонационный волновой
генератор; 6 — пластина-ударник

ли достигает 35...40 ГПа. Для дальнейшего увеличения давления нагруже-
ния необходимо использовать более мощные ВВ или осуществлять нагру-
жение в режиме нерегулярного отражения детонационной волны от поверх-
ности упрочняемой детали. Высокий уровень давления может быть дос-

тигнут при нагружении
упрочняемой детали уда-
ром металлической плас-
тины, разогнанной взры-
вом (рис. 1.12, б, г): при
скорости стальной плас-
тины-ударника 1500 м/с,
давление в стальной де-
тали — 30 ГПа, при ско-
рости 2000 м/с — 44 ГПа.

Увеличение давления
нагружения упрочняемой

Рис. 1.13. Нагружение детали
через пористую прослойку:
а — (р — и); б— (х — ^-диаграмма
процесса (/ — ударная адиабата
материала упрочняемой детали; 2 —
изэнтропа разгрузки ПД заряда ВВ;
3 — ударная адиабата пористой
прослойки; 4 — ударная адиабата
повторного нагружения пористой
прослойки); в — схема метания с
использованием инертной проклад-
ки; г — рентгеновский снимок про-
цесса метания с прокладкой

Г
детали возможно и при скользящей детонации путем размещения между
зарядом ВВ и деталью тонкого пористого слоя из плотных порошковых
материалов: песка или металлических порошков. В этом случае У В, обра-
зующаяся в пористом слое при детонации заряда ВВ, уплотняет пористый
материал до сплошного состояния и разгоняет его до некоторой скорости.
Нагружение упрочняемой детали осуществляется ударом уплотненного
пористого материала. Описанный процесс иллюстрируется диаграммой
нагружения детали при скользящей детонации через пористую прослойку
(рис. 1.13, а, б). Давление нагружения детали при наличии прослойки бу-
дет превышать давление нагружения без прослойки в том случае, если
ударная адиабата двойного сжатия материала прослойки будет лежать вы-
ше изэнтропы разгрузки ПД. Использование пористой прослойки для уве-
личения давления нагружения при упрочнении было предложено и реали-
зовано в [67].

Во многих практических приложениях (например, при сварке взры-
вом) часто случается, что метаемые металлические пластины имеют прок-
ладку из какого-либо легко сжимаемого инертного материала (картон, ре-
зина, поролон и др.), уменьшающего бризантное действие заряда и предо-
храняющего поверхность металла от прямого теплового и химического воз-
действия продуктов взрыва. Схема такого метания в режиме скользящей
детонации представлена на рис. 1.13, в. Были поставлены специальные
эксперименты по определению угла поворота пластины в этом случае.
Кроме угла поворота, с помощью оптической методики определялась ве-
личина / — расстояние от фронта детонации до точки, в которой начинае-
тся изгиб пластины.

Эксперименты показали, что для нахождения угла поворота достаточ-
но при определении величины г к массе метаемой пластины добавить мас-
су инертного слоя:

г = р060(р15| + р'5‘),

где р‘, 5‘— соответственно плотность и толщина инертного слоя. Для оп-
ределения I достаточно найти угол ср, который образуется ударной волной
О Л с поверхностью инертного слоя. Для приближенных оценок без учета
затухания волны можно использовать формулу

(8<р= И>“1.

Здесь Ц — скорость УВ, зависящая от давления во фронте детонационной
волны и определяемая ударной адиабатой вещества инертного слоя.

Для определения расстояния / окончательно имеем следующую формулу:

При использовании инертных прокладок следует обращать внимание на
способ соединения их с материалом метаемых пластин. Наличие воз-
душных прослоек может вносить изменения в конфигурацию метания, как
это видно на рентгеновской фотографии процесса метания, полученной
А.М. Ставером (см. рис. 1.13, г). Здесь отрыв метаемой пластины от кар-
тонной оболочки заряда привел к образованию большой воздушной полос-
Рис. 1.14. Субструктура металла в за-
висимости от вида обработки:
а — исходный кристалл (крупные фрагме-
нты с небольшими углами разориентиров-
ки); б — к ваз и статическая деформация
(крупные разориентированные субзерна);
в — взрывное упрочнение (образование
мелких элементов субструктуры)

ти, существенно изменившей па-
раметры метания в окрестности
детонационного фронта. Анало-
гичные снимки опубликованы в
работе [29].

Наиболее простой вид взры-
вной нагрузки — плоские УВ,
обычно возникающие под воз-
действием контактных зарядов
ВВ или соударения упрочняе-

в

мой мишени с плоской пластиной, которая ускоряется с помощью поро-
ховых или легкогазовых пушек, а также специальных зарядов ВВ.

По отношению к воздействию УВ все металлы и сплавы условно мо-
жно разделить на две большие группы. В первую группу входят хорошо
упрочняющиеся металлы и сплавы. К ним относятся отожженные металлы
и однофазные сплавы: алюминий, медь, серебро, железо, ниобий, никель,
а-латунь, стали аустенитного класса (1Х18Н10Т, Г13Л). При взрывном наг-
ружении их твердость возрастает в 1,5...2,5 раза. Во вторую группу входят

материалы, которые при взрывном нагружении упрочняются незначительно
или даже разупрочняются. К ним относятся гетерофазные сплавы с разви-
той (тонкой) мозаичной структурой, образованной в результате наклепа или
термообработки. Твердость таких сплавов в исходном состоянии велика.
Более точная классификация металлов и сплавов по отношению к взрыв-
ному упрочнению, учитывающая фазовые переходы в УВ, приведена в [41].

Механизмы упрочнения металлов и сплавов при взрывном нагруже-
нии сложны и многообразны [28]. Упрочнение определяется количеством
дефектов и искажений, остающихся в решетке после прохождения УВ.
Наиболее наглядно характер изменения микроструктуры металла (в дан-
ном случае меди) при взрывном нагружении представлен на рис. 1.14 [66].

Взрывное нагружение приводит к формированию чрезвычайно мелких
субзерен. Материалы с субмикрозернистой структурой (размер частиц
0,1...1,0 мкм), благодаря большой объемной доле межзеренных границ,
приобретают повышенную прочность при сохранении пластичности.

Удар но-вол но вое нагружение упрочняемой детали характеризуется
следующими параметрами: давлением во фронте УВ р, формой ударно-
волнового импульса, определяемой длительностью т и крутизной импульса
сжатия; деформацией во фронте УВ. На эффект упрочнения оказывает
также существенное влияние остаточная деформация, зависящая от спосо-
ба и интенсивности нагружения.
В [68] на основании анализа экспериментальных данных сделан вы-
вод, что основной величиной, определяющей остаточные свойства ме-
таллических материалов после ударно-волнового нагружения, является
давление во фронте УВ. Влияние длительности импульса сжатия в рас-
сматриваемом диапазоне времен сжатия иа остаточные механические
свойства незначительно (кроме стали Гадфилда и некоторых сплавов),
поэтому в первом приближении его можно не учитывать.

Для инженерных приложений большое значение имеют корреляцион-
ные зависимости параметров упрочнения металлических материалов от
интенсивности ударно-волнового воздействия. Путем обработки много-
численных экспериментальных данных разных авторов такие зависимости
получены в [68]. В качестве масштабной характеристики прочностных
свойств материала, в наибольшей степени отражающей свойства дефектов,
выбрана теоретическая прочность, по порядку величины равная порядка
0,1(7 ((7— модуль сдвига). Для увеличения твердости материала в зависи-
мости от давления натружения р получена зависимость

ДНУ = О,43НУо

Р
0,1(7 ’

(1.55)

где НУ0 — исходная твердость материала; ДНУ = НУ - НУо — приращение
твердости после взрывного нагружения. Факт линейной зависимости при-
ращения твердости от отмечается также в [69]. Значительно менее пол-
ные данные по увеличению предела текучести от фуппируются с несколь-
ко большим разбросом вблизи прямой

Дот - 0,48а1Ор(0,1(7)"',	(1-56)

где Ото — исходный предел текучести. Исходные данные для приведенных
зависимостей представлены в табл. 1.2 [68].

Существует ряд ограничений на использование зависимостей (1.55) и
(1.56) для ДНУ и До10. Во-первых, эти зависимости не описывают упроч-
нение многофазных материалов. Во-вторых, при упрочнении железа и
сталей ферритного класса из-за фазового перехода при р > 13 ГПа их
твердость резко возрастает и значительно превышает расчетную. Особен-
ность поведения этих материалов заключается в том, что обратимый фа-
зовый переход а е является мощным дополнительным источником
дефектов, не функционирующем при ударно-волновой обработке мате-
риалов, в которых не происходит фазовых переходов. В-третьих, сущест-
вуют особенности в расположении экспериментальных точек, характери-
зующих упрочнение вольфрама, стали Гадфилда и а-латуни. Известные
данные по упрочнению вольфрама заметно ниже определенных с помо-
щью (1.55) и (1.56), На упрочнение стали Гадфилда существенно влияют
длительность ударно-волнового импульса. Для а-латуни известные экс-
периментальные данные находятся как значительно выше, так и ниже
зависимости (1.55).
Таблица 1.2. Исходные данные для зависимостей НУ и 5, от давления в УВ

Материал	О, ГПа	НУ0, ГПа	ГПа	гр, к	/>₽ ГПа
Медь					
чистая	40,6	0,55	0,09	540	56,5
техническая		0,6	0,1		
Никель					
чистый	80,2	1>о	0,23	690	93,5
технический		1,3	—		
Латунь 70/30	40,8	1,0	0,1	470	40,0
Сталь нержавеющая					
304		1,5	0,215		
301	76,6	1,6	0,23	720	86,0
316	78,3	1,5	0,22		
Ниобий	57,6	0,676	—	1104	90,0
Титан	41,5	1,95	—	776	56,5
Тантал	70,5	0,68	0,165	1308	110,0
Алюминий	26,0	0,134	—	370	22,7
АМ Г-6	27,0		0,175	350	15,7
Монель	66,0	0,12	0,184	650	73,7 —

Как показывает анализ зависимости (1.55), с увеличением давления на-
гружения относительный прирост твердости замедляется и при р > 15.„20 ГПа
становится малозаметным. При дальнейшем увеличении давления ударно-
волнового нагружения возрастает остаточная температура после разгрузки
детали. Когда остаточная температура превзойдет температуру рекристал-
лизации Гр = 0,47П1, произойдет термическое разупрочнение — отжиг де-
фектов, образованных УВ, и остаточные механические свойства обрабаты-
ваемого материала возвратятся к исходным значениям. В табл. 1.2 приведе-
ны давления ударно-волнового нагружения /;р, при которых остаточная
температура после изэнтропической разгрузки соответствует Гр. На прак-
тике остаточная температура достигает значения Гр при существенно ме-
ньших давлениях нагружения из-за интенсивных пластических деформа-
ций, которые бывают при нагружении деталей мощными УВ. Остаточные
пластические деформации способствуют дополнительному нагреву обра-
батываемого материала.

Наиболее впечатляющие результаты по взрывному упрочнению дос-
тигнуты для высокомарганцовистой стали Гадфилда Г13Л (сталь аустенит-
ного класса с ГЦК решеткой), содержащей 13 % марганца. При давлении
во фронте упрочняющей УВ 42 ГПа твердость и предел текучести возрас-
тают примерно в три раза при сохранении пластичности — относительное
удлинение остается на уровне порядка 20 % [28, 66].

В меньшей степени взрывному упрочнению подвержены металличес-
кие материалы со структурой, насыщенной дефектами. Когда исходная
структура мелкозернистая, разориентированных границ много, она устой-
чива к ударно-волновому нагружению и упрочнить материал не удается.
Если же дислокации не организованы в блоки с разор и ентиро ванны ми
границами, то ударно-волновое нагружение преобразует структуру так, что-
бы такие границы были созданы. При этом твердость материала несколько
Рис. 1.15. Зависимость скорости распрост-
ранения УВ (сплошные линии) и массовой
скорости (пунктир) для разных металлов:
1— Т1; 2— №; 3~ Си; 4— 2п; 5— Ад; 6~
Сд; 7 — РЬ

возрастает. Это показывают опыты по
взрывному упрочнению закаленных
высокоуглеродистых сталей [41, 70].

Скоростные зависимости. Отме-
тим, что УВ, проходя по металлу,
создают в нем возмущения, способ-
ные его деформировать или разру-
шать. Упругие волны, распространяю-
щиеся в металле, можно рассматри-
вать как систему двух волн — продо-
льных и поперечных.

Если движение частиц материа-
ла совпадает по направлению с рас-
пространяющейся УВ, то такие вол-
ны называют продольными. При этом

следует различать скорость частиц, т.е.

скорость перемещения материала позади фронта УВ (массовая скорость),
и скорость распространения волны, т.е. скорость движения ударного фро-
нта в материале (волновая скорость). Как показали эксперименты по из-
мерению волновых и массовых скоростей в различных металлах, подверг-
нутых действию ударной нагрузки, эти скорости существенно отличаются
друг от друга (рис. 1.15).

Если скорости частиц материала и УВ направлены в одну сторону, то
волна является волной сжатия, а если в противоположные — волной рас-
тяжения. Продольные упругие волны связаны с изменением объема, кото-
рое происходит при прохождении по металлу УВ.
При этом нормальное напряжение в направлении
распространения волны определяется равенством
[И]

Разгрузка

о = роО«,

(1.57)

где и — скорость частиц; с(— скорость распрост-
ранения продольной волны.

Если скорость частиц материала перпендику-
лярна направлению распространения УВ, то та-
кую волну называют поперечной. Прохождение
поперечных волн вызывает в материале образова-
ние тангенциальных напряжений т, приводящих

Рис. 1.16. Схема нагружения плоской УВ:

1 — нарастание давления в У В; 2 — нарастание давления в упру-
гой волне (А.А. Дерибас)
к относительному перемещению отдельных объемов металла, т.е. к измене-
нию его формы. Напряжения т определяются по уравнению

т = ростн,	(1.58)

где с,— скорость распространения поперечной волны.

Скорость продольной волны с, в неограниченной упругой среде зави-
сит от модуля всестороннего сжатия Д модуля сдвига С и начальной плот-
ности р0:

ГВ +4/3(7 V’5
с' = ---”---- *

I ро )

Скорость поперечной волны зависит от модуля сдвига 6 и плотности ро
согласно выражению

ст=(б№.	(1.59)

Скорости распространения продольных и поперечных волн имеют по-
рядок нескольких тысяч метроа в секунду [31, 49].

При контактных зарядах давление во фронте УВ определяется скорос-
тью детонации, а увеличение массы заряда приводит лишь к увеличению
длительности взрывной нагрузки. Этим способом пользуются для полу-
чения давлений примерно от 50 до 500 кбар. Давление меньше 150 кбар
обычно более удобно получать с помощью легкогазовых или пороховых
пушек, а большие давления осуществляются зачастую с помощью доаоль-
но сложных методов метания плоских пластин (см. рис. 1.12). Наиболь-
шие из опубликованных давлений — более 30 Мбар — получены в СССР в
1968 г. ]24].

Напомним, что физическая картина нагружения упруго-пластичного
тела плоской УВ характеризуется следующими особенностями (рис. 1.16).
Когда ударный фронт выходит на поверхность образца, он распадается на
две самостоятельные волны, параметры одной из которых зависят от
свойств материала. Она называется упругим предвестником и движется со
скоростью продольных упругих волн, определяемой соотношением

с, =](Я+|е)р-'Г,	(160)

где В — модуль объемного сжатия; С — модуль сдвига, а вторая волна зави-
сит от параметров взрывной системы и называется пластической волной.

Давление во фронте упругого предвестника определяет динамический
предел текучести материала на сдвиг, который всегда превосходит статиче-
ский предел текучести, и для железа составляет величину порядка 7 кбар.

Скорость и амплитуда упругого предвестника зависят от ориентации
зерен и других свойств материала, и поэтому для регистрации параметров
упругого предвестника необходимо брать материалы с мелкими зернами,
равномерно ориентированными по всем направлениям, либо монокри-
сталлы.
Рис. 1.17. Конфигурация упругопластической
волны в алюминии 6061-Тб.

Толщина образца 12,7 мм, амплитуда давления —
19 кбар, амплитуда предвестника — 5,2 кбар. Пье-
зорезистивный датчик

вной нагрузке. Через зону В прошел

до предела текучести на сдвиг, напряженное состояние в этой зоне опреде-
ляется плотностью р с тензором упругих напряжений. В зоне С материал

подвергся воздействию плас-
тической волны, идущей вслед
за упругим предвестником, и
перешел в состояние р2, р2.
Давление р2— первый инва-
риант тензора напряжений —
может определять напряжен-
ное состояние в этой зоне
тем точнее, чем больше оно
превосходит предел текучес-
ти материала. В таком случае
напряженное состояние ма-
териала может считаться ги-
дростатическим. Через неко-
торое время упругий предве-
стник выйдет на свободную
поверхность и отразится в
виде волны, двигающейся со
скоростью, равной скорости
предвестника, и снижающей
напряжение за предвестни-
ком до нуля. При встрече с
пластической волной упругая
разгрузка уменьшает ее амп-
литуду. Затем на свободную
поверхность приходит плас-
тическая волна с амплитудой,

Пластические волны (см.
рис. 1,16) распространяются со
скоростью, которая зависит как от
свойств материала, так и от нача-
льного давления р$.

(\0,5

.	(1.61)

То -V)

Здесь у0 и V— удельные объемы
соответственно перед и за удар-
ным фронтом; и р — соответст-
вующие давления.

На рис. 1.16 зона А есть часть
образца перед фронтом, куда еще
не проникла информация о взры-
ругий предвестник, она нагружена

Таблица 1.3. Амплитуды упругих предвестников

в различных материалах

Материал	Толщина образца, мм	Амплитуда упругого предвестни- ка, кбар
Сталь 2024А1, 6О61А1	12	5,4
„ 1 базисной плоскос- ти  || базисной плоскости	6	40
	6	4
Си (отожженная)	Разная	0
Си (наклеп 50 %) Ге (мелкозернистый,	12	6,3
упрочненный)  Ге (крупнозернистый,	3	15
упрочненный) Ге (мелкозернистый,	3	14
отожженный)  Ге (крупнозернистый,	3	11
отожженный)	3	9
Мо	3	16
№	12	10
ЛЬ	12	20,7
Т1	12	18,5
XV	5	32
Нержавеющая сталь 304	12	2,3
Армко-железо	12	6,8
Сталь 1020	12	12,4
Сталь 1040	12	13,8
Сталь 1055	12	14,5
равной разности амплитуд рх и
амплитуды упругого предвестни-
ка, отражается в виде волны раз-
грузки, возвращая образец в со-
стояние с исходным давлением р^.

На рис, 1.17 показан при-
мер упругопластической волны
в пластине из алюминия марки
6061-Т6 толщиной 12,7 мм, под-
вергнутой удару такой же плас-
тины. Следует отметить, что в
тех случаях, когда происходят
фазовые переходы с резким уме-
ньшением объема, возможны не-
сколько пластических волн. Эти
случаи обычно рассматриваются
отдельно. В табл. 1.3 приведе-

Рис. 1.18. Зависимости предела текучести от
скорости деформации:

1 — армко-железо [28); 2 — армко-железо [61]; 3 —
армко-железо (164]; 4 — армко-железо (133]; 5 —
сталь 4340 [бЦ; 6 — сталь 45 (133]

ны величины амплитуд упругих
предвестников, определенных для ряда материалов разными авторами [28].

Как указывалось ранее, амплитуда упругого предвестника по мере рас-
пространения в глубь материала стремится к некоторому асимптотическо-
му значению. Амплитуда упругого предвестника уменьшается вследствие
релаксации напряжений сдвига за фронтом, что вызывает преобразование
тензора напряжений к форме, близкой к шаровому тензору напряжений.
Процесс затухания предвестника прекращается, когда его скорость стано-
вится равной скорости распространения продольных упругих волн, опре-
деляемой формулой (1.60). Нахождению амплитуды упругих предвестников

для разных материалов и исследованию их затухания посвящено много

работ, часть из которых упомянута
ния представляют самостоятельный

в обзорах [56, 60, 71]. Эти исследова-
теоретический и практический инте-
рес. Как уже упоминалось, амплиту-
да упругого предвестника определяет
динамический предел текучести ма-
териала. Для большей части метал-
лов и сплавов этот предел зависит от
скорости деформации, и определе-
ние этой зависимости позволяет вес-
ти расчет на прочность конструкций,
работающих в условиях взрывных ди-
намических нагрузок.

В работе Дж. Виртмана [72], опуб-
ликованной в 1973 г., приведена клас-
сификация диапазонов скоростей де-

Рис. 1.19. Схема ударного фронта (по С. Смиту);
а — одноосное искажение решетки; б — гидро-
статическое сжатие
формирования: 10_|6...10’13 с-1 — геологический диапазон; Ю-12...!^® с-1 —
течение ледников; 10'®.„1 с’1 — стандартные испытания о—е и испытания
на ползучесть; 10..ЛО3с-1— импульсные испытания. Более высокие скоро-
сти деформирования достижимы, пожалуй, только в ударно-волновых эк-
спериментах. Этот исключительно важный вопрос будет детально обсуж-
ден в гл. 2. На рис. 1.18 приведены полученные различными авторами за-
висимости предела текучести от ё для ряда материалов, которые иллюстри-
руют его значительное возрастание с повышением скорости деформации.

Исследование затухания упругого предвестника позволяет получить
интересные данные о релаксации напряжений за фронтом волны. В [73] и
ряде последующих работ предлагалось использовать для расчета затухания
упругого предвестника формулы теории дислокаций. Сравнение теорети-
ческих кривых с экспериментальными позволяет находить важный пара-
метр — время релаксации касательных напряжений, необходимый для по-
строения теоретических моделей сплошной среды, в которых можно рас-
сматривать У В с учетом прочности [74].

В уже упоминавшейся работе С. Смита [57] предложена оригинальная
модель движения плоской УВ по кристаллической решетке, с помощью
которой можно составить представление об образовании за фронтом той
же структуры, что и исходная, но с уменьшенным параметром решетки.
Схема, предложенная Смитом, изображена на рис. 1.19.

В работе [75] была предпринята попытка рассчитать количество дис-
локаций, порождаемых фронтом волны в схеме Смита. В этой работе оце-
нивался диапазон скоростей деформирования, при которых поле на-
пряжений, порождаемых дислокациями, начинает существенно отличаться
от поля напряжений стационарных дислокаций. Это происходит, когда ско-
рость дислокаций достигает величины порядка скорости волн сдвига. В соо-
тветствии с формулой теории дислокаций ё = айрИ (где р — плотность под-

вижных дислокаций; Ь — величина вектора Бюргерса; а — безразмерная
константа порядка 1; V— скорость подвижных дислокаций) при У= ст (ст—
скорость сдвиговых волн) для типичных металлов в отожженном состоянии

имеем р = 1010 м~2, Ь « 10"10 м, отсюда ё = 104 с-1, и именно таков порядок
скорости деформации, наблюдающийся в УВ.

Все дислокационные модели, в которых изучаются процессы со ско-
ростями деформации ё < 104 с-1, не применимы к данному случаю. От-

метим, что в УВ с высокими скоростями
двигается большое число дислокаций, в то
время как при меньших скоростях дефор-
мации высокие скорости дислокаций могут
фиксироваться лишь при малой их плот-
ности. В работе [75] определяется поле на-

Рнс. 1.20. Схема нагружения по Е. Хорнбогену:

1 — фронт сжатия, движущийся в направлении <001>;

2	— краевые дислокации, движущиеся внутри фронта;

3	— винтовые дислокации, оставшиеся за фронтом в пло-
скостях (101)
пряжений, порождаемых движением разных систем дислокаций за удар-
ным фронтом, и из условия, что результирующее поле напряжений долж-
но быть гидростатическим, выводится соотношение между числом подви-
жных дислокаций /V и углом ср между фронтом волны и вектором Бюргер-
са двух симметричных систем дислокаций.

Следует отметить, что модель С. Смита, преимуществами которой яв-
ляются наглядность и возможность некоторых количественных расчетов,
очевидно, далека от действительности, так как она не предполагает образо-
вание каких-либо дефектов за фронтом УВ. В действительности это, очеви-
дно, не так, однако из качественных построений дислокационных моделей
фронта имеется лишь схема образования за фронтом дислокационных пе-
тель, предложенная Е. Хорнбогеном в 1962 г. [76] (рис. 1.20). Никакие рас-
четы числа дефектов по этой схеме до настоящего времени не проводились.

Более сложной для исследования, но весьма важной с точки зрения
приложений является нагрузка скользящей детонационной волной контакт-
ных зарядов, а также использование косых соударений металлических по-
верхностей. Максимальные давления в косых УВ, если скорость детонации
превышает скорость продольных волн в упрочняемом металле примерно в
два раза меньше, чем при использовании контактных зарядов с плоскими
волнами. В этом случае в основных чертах повторяется ударно-волновая
ситуация, описанная для плоского случая, с той разницей, что упругий
предвестник, как и пластическая волна, расположены под разными углами
к свободной поверхности и двигаются с точкой нагружения.

При скорости детонационной волны, меньшей скорости продольных
упругих волн, а также при дозвуковой скорости точки контакта, основным
фактором, воздействующим на свойства металла, становится сложное поле
напряжений, перемещающееся вдоль упрочняемой поверхности со скорос-
тью распространения взрывной нагрузки.

1.8.	ЗАТУХАНИЕ УДАРНЫХ ВОЛН

При нагружении взрывом достаточно тонких образцов мо-
жно приближенно считать, что параметры УВ по мере их распространения по
объему образца не изменяются. Простые газодинамические закономерности
дают возможность определить минимальное соотношение толщины ударника
и образца, обеспечивающее отсутствие затухания при плоских соударениях.
Разгрузка, двигающаяся по сжатому образцу со скоростью и + с, догонит УВ,
идущую со скоростью (] на расстоянии /, которое не должно превышать тал-
шины образца. Предельно возможное отношение толщины образца и удар-
ника определяется формулой ]28]

М Ус ГРо । 1 )

6.	I и + с-1/1рс 17 Г
если материалы ударника и образца одинаковы, или

6;	_ Г Ро1 + _2_

(1.62)

(1.63)
Рис. 1.21. (т— ^-Диаграмма ударных
волн в схеме затухания

если их материалы различны. Здесь У —
скорость УВ; и — массовая скорость за ее
фронтом.

Однако в большинстве практических
приложений, когда толщина образца дос-
таточно велика, необходимо учитывать про-
цесс затухания волн. Отметим, что решение
задачи о распространении нестационарных
УВ в твердом теле представляет значитель-
ные трудности. В частности, использова-
ние газодинамической схемы в принципе

может соответствовать реальному характеру
движения лишь для достаточно больших давлений на фронте, поскольку
при уменьшении амплитуды волны неизбежно возникает необходимость
учета прочностных факторов. К настоящему времени предложено неско-
лько моделей, описывающих поведение УВ в конденсированных средах,
подробный обзор которых приведен в работе [771.

Рассмотрим постановку задачи о затухании плоских волн в газодина-
мическом приближении, (х-7)-диаграмма движения которого представлена
для этого случая на рис. 1.21. Пусть при 7=0 детонационная волна начи-
нает двигаться с поверхности заряда, граничащей с вакуумом, и в момент
7 = 70 достигает поверхности металла. Течение в окрестности точки (х^, 70)
уже анализировалось. Рассмотрим теперь основные газодинамические соо-
тношения, определяющие дальнейшее движение металла.

На границе раздела металл—ПД (рис. 1.21) выполняются соотноше-

ния

А = А, и2 = и*

(1.64)

В металле имеет место движение вещества за фронтом УВ, и поэтому в
области Ш вплоть до границы 2 справедливо уравнение ударной адиабаты

А =Р1(«А + М),

или из (1.64) для той же границы 2

р2 = р2(аи, +Ьи1).

(1.65)

(1.66)

Это соотношение позволяет при некоторых предположениях опреде-
лить параметры течения на кривой 2 на основании анализа свойств дви-
жения ПД в областях / и //. Течение в области / есть простая центриро-
ванная волна

и + с = х/1, и - с - И/2.	(1-67)

В области // происходит взаимодействие простой волны с УВ в ПД.
Если считать эту волну слабой, то можно предположить, что на (х-7)-
диаграмме характеристики из области / проходят через УВ, не изменяя
наклона.

Тогда на границе раздела металл—ВВ (кривая 2) одновременно выпол-
няются два условия: (1.64) и второе из условий (1.67). По ним и по урав-
нению политропы ПД можно построить алгоритм приближенного опреде-
ления и и с вдоль линии раздела 2 и найти положение самой линии. Прак-
тически этот алгоритм строится следующим образом. Семейство характе-
ристик, выходящих из иачала координат, описывается соотношением

(1.68)

Здесь д — тангенс угла наклона характеристики [28], причем при х = Хф,
/= /0; наклон $ равен скорости детонации В. Движение в окрестности точ-
ки (Хф, /0), в том числе и наклон кривой 2 к оси х, может быть определено
из решения звдачи о плоских УВ при контактном взрыве. Заменив на маг
лом участке вблизи точки (х^, /0) кривую 2 отрезком касательной, найдем
точку (хн 1^, где касательная пересекается с характеристикой, взятой дос-
таточно близко к пути фронта детонации. Воспользовавшись соотношением
на характеристике в точке (х^, Го), получим

с1 = ^ - и,.	(1.69)

Также можно получить соотношение между С[ и воспользовавшись
условиями на ударной вдиабате металла. Находя в точке (хь /:) значения с,
и «], проводим новый отрезок касательной к кривой 2 до пересечения со
следующей характеристикой и, таким образом, определяем параметры те-
чения на кривой 2 и ее положение с тем большей точностью, чем меньшее
приращение будем брать для (к

Теперь остается рассчитать движение за ударной волной в металле (об-
ласть ///). Предполагается, что течение в этой области есть простая волна

и - / = г,

х3 - (и + с)Г3 = Я».	(1.70)

Здесь г — произвольная постоянная; Л2/) — произвольная функция;

/ = [— ф. Известные параметры течения на кривой 2, которая для области

•’р

III является нехарактеристической, позволяют определить на ней правые
части соотношений (1.70). Параметры течения в этой области могут быть
найдеиы следующим образом. В точке (д^, известна скорость У В С/о.
Проводится прямая по направлению (/0:

х - х^ = ад - /0).

(1-71)

Далее из точки (х2, /2) кривой 2, близкой к (х^, /0), строится характе-
ристика, определяемая вторым выражением из соотношений (1.70). На
этой кривой известны: и + /, поскольку / постоянна на характеристике, и
и - / как постоянная во всей области. Значит, определены и и /, а следова-
тельно, все параметры течения, в том числе и скорость УВ 170 в точке (Хъ /0).
Повторяя процесс, находим параметры во всей области //. Примеры рас-
четов затухания плоских волн по газодинамической схеме для некоторых
ВВ и металлов, выполненные Г.Е. Кузьминым, представлены на рис. 1.22.
Здесь приведены также некоторые расчетные и экспериментальные резу-
льтаты по затуханию плоских У В из работ [78, 79], где для расчета исполь-
зовалась упругопластическая схема. В работе [80] рассмотрена задача о за-
Рис. 1.22. Расчетные кривые затухания плоских УВ для
некоторых металлов:

1, 2 — И|; 3, 4 — Си (1, 3 — расчет по газодинамике; 2, 4 —
по упругопласгической схеме); ТГ50/50, 8а = 18 мм

тукании УВ с учетом фа-
зового перехода. Задача о
затухании косых волн от
контактного взрыва тоже
может быть рассмотрена в
газодинамическом прибли-
жении [81], однако цен-
ность такого подхода в этом
случае весьма относительна.
Помимо несовершенств га-
зодинамической схемы в
случае бегущей волны по-
является проблема суще-
ствования стационарного
режима, который возмо-

жен, строго говоря, лишь
при бесконечной тол шине нагружаемого образца. В любых реальных ситу-
ациях отражение волн от поверхности, противоположной нагружаемой,
будет влиять на характер течения в окрестности точки встречи нагружае-
мой поверхности с детонационной волной и может существенно изменить
рассчитанную удар но-вол новую конфигурацию. В настоящее время можно
констатировать отсутствие надежных методов расчета УВ в этом сложном
случае, и исследователи должны полагаться исключительно на экспериме-
нтальные данные.

Глубина упрочненного слоя зависит от толщины слоя ВВ Н или тол-
щины пластины-ударника б. Именно эти параметры определяют процесс
затухания упрочняющей УВ. При упрочнении ударом пластины глубина
упрочненного слоя будет определяться координатой точки, в которой вол-
на разрежения, распространяющаяся со стороны нагружаемой поверхнос-
ти, догоняет У В. При упрочнении контактным взрывом заряда В В зави-
симость амплитуды УВ от ее координаты определяется либо численно,
либо экспериментально [28]. Необходимо учитывать, что численное реше-
ние задачи о затухании УВ в прочном материале в гидродинамическом
приближении дает, как правило, неудовлетворительные результаты.

На рис. 1.23 в безразмерных координатах р = ~^—(рц— давление дето-
Рн

.ц х

нации), х =— приведены экспериментальные зависимости амплитуды УВ
п

от координаты фронта для стали и алюминия [82]. УВ создавались при
скользящей детонации тонких слоев ВВ, расположенных на поверхности
образцов. В этой же работе показано, что численный расчет в гидродина-
мическом приближении дает удовлетворительное описание затухания УВ
только в алюминии. Для стали, имеющей значительную сдвиговую проч-
ность, иаблюдается существенное различие расчетных и эксперименталь-
ных результатов.
При интенсивном ударно-волно-
вом нагружении детали возможно ее
откольное разрушение при отражении
упрочняющей УВ от свободных поверх-
ностей. Для предотвращения разруше-
ния и уменьшения остаточных дефор-
маций упрочняемые детали либо по-
мещают в плотную среду (вода, песок),
либо окружают откольными пласти-
нами — «ловушками импульса». Прин-
цип действия такой защиты заключае-
тся в поглощении ударного импульса,
с включением хвоста волны разреже-
ния, до того момента, когда волна
разрежения, возникающая при отра-
жении УВ от свободной поверхности
защиты, достигнет поверхности де-
тали. При этом интерференция раз-

рис. 1.23. Затухание УВ в стали и алю-
минии при нагружении скользящей де-
тонацией тонких слоев ВВ (й — толщи-
на слоя ВВ)

ненаправленных волн разрежения происходит в откольных пластинах.

Оценим в акустическом приближении необходимые размеры отколь-
ных пластин. Пусть нагружаемая поверхность детали находится под дейст-
вием давления в течение времени т. При упрочнении ударом пластины
23

т = —, где су— скорость звука в материале пластины-ударника, а при кон-

(2-3)й п	с	₽

тактном взрыве т = -—, где Л — скорость детонации. Если З1— тол-
щина детали, то время, в течение которого деталь находится под действи-
8.

ем сжимающих напряжении, составляет г, = т + —, где сд— скорость зву-
С п

ка в материале детали. Для предотвращения тыльного откола необходимо
толщину откольной пластины / выбрать такой, чтобы время прихода ты-
льной волны разрежения на границу раздела между откольной пластиной

8, 2/

и упрочняемой деталью Г2, равное —где с3— скорость звука в ма-

териале защитной откольной пластины, превосходило время Из этого
следует формула / > 0,5тс3.

Если материалы пластины-ударника и откольной пластины одинако-
вы, то условием предотвращения тыльного откола будет неравенство / > 8.

Для предотвращения угловых отколов, возникающих при взаимодейст-
вии продольных волн разрежения с боковыми, деталь с боковой поверхно-
сти защищают боковыми откольными пластинами или предохранитель-
ными кольцами толщиной/. Боковая волна разрежения достигает поверх-

ности упрочняемой детали за время / = — . Для того чтобы действие бо-
ковой волны разрежения не наложилось на действие упрочняющего им-
пульса, необходимо, чтобы выполнялось неравенство или /2 =

Г зЛ _

= с3 т + — . Если материалы пластины-ударника, упрочняемой детали и

I с*)

защитного кольца одинаковы, то условием предотвращения угловых отко-
лов будет неравенство/ >25 + 8,.

1,9.	ДИСЛОКАЦИОННАЯ МОДЕЛЬ ДЕФОРМИРОВАНИЯ

И УПРОЧНЕНИЯ

В исследованиях по динамике пластически деформируе-
мого твердого тела обычно используется простейшая модель, в которой
усредненные свойства реального дислокационного ансамбля в поликрис-
талле передаются тремя эффективными системами скольжения, действу-
ющими в плоскостях главных касательных напряжений. В каждой из этих
трех систем есть два подсемейства дислокаций одинаковой плотности,
скользящих во встречных направлениях с одинаковыми скоростями V.

Уравнения модели для каждой из трех систем скольжения включают в
себя:

уравнение Орована

у = ЬМу,	(1-72)
закон движения дислокаций	
V = у(т, 7)	(1-73)
и уравнение кинетики дислокаций	
Лг = ^(т,ТЛ).	(1-74)

Здесь # — плотность дислокаций данной системы скольжения (обоих под-
семейств); Ь — абсолютное значение вектора Бюргерса; т — главное каса-
тельное напряжение; у — скорость деформации сдвига; Т — абсолютная
температура.

Закон движения дислокаций в области подбарьерного термоактиви-
рованного скольжения описывается формулой

-и + VI

у = Уоехр ,	(1.75)

гС Л

л	и л,

а в области вязкого надбарьерного скольжения при т >------формулой

V

Ву = хЬ,	(1.76)

где и — энергия активации преодоления стопорящих дислокаций барье-
ров; V — активационный объем; к — постоянная Больцмана; — эмпи-
рический множитель; В — динамический коэффициент вязкости сколь-
жения. Однако практика вычислительного эксперимента показала, что в
области быстрых динамических деформаций вместо (1.73), (1.74) удобнее
использовать формулу Дж. Тейлора [73р.

= Р +	.	(1.77)

А т А

Тейлор ввел равенство (1.77) как эмпирическую формулу, оправданную тем,
что расчеты профилей упругопластических волн в армко-железе с использо-
ванием (1.77) хорошо согласуются с экспериментальным материалом.

Однако еще ранее закон движения типа (1.77) получил Дж. Джилмен
[84] на основе теоретического анализа термоактивированного скольжения
дислокаций. В отличие от классической схемы рассмотрения, приводящей
к формуле (1.75), когда процесс преодоления барьера дислокацией рассма-
тривается как одномерный, Дж. Джилмен представлял этот процесс как
двухмерный, полагая, что именно такое приближение соответствует реаль-
ной природе точечных барьеров — примесных атомов и перегибов на дис-
локациях. При таком предположении для энергии активации преодоления
барьера вместо линейного выражения (и - чх) имеем приблизительно их и,
соответственно, вместо (1.75) — закон движения, аналогичный зависимос-
ти (1.77). Однако температурная зависимость, необходимая в рамках кон-
цепции Дж. Джилмена, в формулу (1.77) не вводилась ввиду ограниченно-
сти имеющегося экспериментального материала.

Таким образом, для окончательного решения вопроса о выборе формы
закона движения (1.75) нужны дальнейшие экспериментальные исследо-
вания. Наименее изученным элементом модели является кинетическое
уравнение (1.74). В вычислительных работах обычно используются либо
линейные приближения № = Уо + оу, справедливые лишь для слабых волн
с малыми пластическими деформациями и малым деформационным упроч-
нением, либо достаточно произвольно выбираемые подгоночные зависи-
мости. Конкретные данные о выборе уравнения (1.74) содержатся только в
экспериментальной работе [83], в которой изучалась зависимость между
видом уравнения (1.74) и формой диаграммы деформационного упрочне-
ния алюминиевого сплава АМгб при медленном квазистатическом растя-
жении. Оказалось, что кинетика дислокаций не только количественно, но
и качественно зависит от термомеханической предыстории испытуемого
образца. Иными словами, в ходе термомеханической обработки изменяют-
ся не только количественные параметры, но и сам тип организации дис-
локационной структуры.

Если сплав деформируется из начального отожженного состояния с
малой исходной плотностью дислокаций и нагружение остается простым,
то уравнение (1.74) можно записать в виде

^ = -Мг+1|г"л4	(178)

оу 2 [у0

где /0 — начальная длина кинетического пробега дислокаций перед раз-
множением, соответствующая удвоению их плотности; у — деформация
сдвига; И — сечение аннигиляции; второй член в правой части равенства
Рис. 1.24 Структурная диаграмма де-
формационного упрочнения Мо:
область (1} — однородные сетки; область
(2) — клубки; область (3) — ячейки

(1.76) соответствует размножению дис-
локаций на дислокациях.. В соответст-
вии с результатами работы [83] оказы-
вается, что Л можно считать постоян-
ным и составляющим (7...10)/>, это бли-
зко к теоретическим оценкам работ
[159, 164].

Последовательность и темп смены
различных дислокационных структур по
мере деформирования зависят от приро-
ды металла. Чем выше энергия упаков-
ки в данном металле, тем меньше ши-
рина расшепления дислокаций, тем они
подвижнее и тем быстрее протекает ра-
звитие структур. Очень подвижны дис-
локации в алюминии (а также в меди и
никеле, считающихся модельными ма-
териалами при исследованиях дислока-
ционной пластичности). Сильно расще-

плены и склонны к закреплению на де-
фектах дислокации в аустенитной (нержавеющей) стали. В отожженных
металлах дислокации образуют редкие локально однородные трехмерные
сетки. В ходе деформирования плотность дислокаций быстро возрастает, а
однородность их распределения быстро нарушается. При деформациях по-

рядка единиц процентов появляются дислокационные сплетения, жгуты и
клубки размером 0,1...0,5 мкм, особенно характерные для ОЦК-металлов,
а затем и ячейки, вначале плохо оформленные, а далее выраженные все
более четко.

Эволюцию структур удобно иллюстрировать структурными диаграм-
мами в плоскости (у, 7). На рис. 1.24 изображена типичная структурная
диаграмма для молибдена, полученная Я.М. Виторским и др. [43]. Дефор-
мирование развитой ячеистой структуры обычно сопровождается посте-
пенным уменьшением размера ячеек Д в соответствии с формулой
Д. Холта [85]:

2-=^-	(1-79)

где Л2— постоянная для данного материала величина, составляющая для
различных металлов около 15...20.

Физический смысл равенства (1.79) состоит в том, что увеличение
обшей плотности дислокаций достигается за счет измельчения ячеек, а
количество дислокаций в ячейке, равное к}, остается постоянным. По
достижении некоторого критически малого размера ячейки режим
(1.79) может смениться другим, в котором размер ячеек остается постоян-
ным, т.е. Ь = Д, а увеличение # достигается за счет возрастания количест-
ва дислокаций в ячейке. При медленном холодном деформировании меди
Ьс= 2 мкм [87]. При очень больших пластических деформациях наклеп
сменяется дислокационным возвратом и динамической рекристаллизацией
[69, 220].

Уже после небольших пластических деформаций значение первого
члена в скобках правой части (1.76) становится малым по сравнению со
вторым членом, который можно представить в виде , где /= Со-
поставляя это выражение с уравнением (1.79), можно было бы прийти к
выводу, что условие (1.78) соответствует появлению и развитию одной
вполне определенной дислокационной структуры — ячеистой структуры
типа (1.79), причем длина кинетического пробега дислокаций оказывается
равной примерно трети размера ячейки. Но в действительности, не-
видимому, условие (1.78) нмеет более универсальный характер и удовлет-
ворительно описывает почти всю последовательность развития дислокаци-
онных структур в АМгб (и, вероятно, во многих других металлах) вплоть
до предразрывных состояний с очень высокой плотностью дислокаций (не
меньше 101бсм-2), когда резко ннтенсифицнруются процессы дислокаци-
онного возврата.

Уравнение (1.78) остается справедливым только при простом нагруже-
нии. По-видимому, это объясняется тем, что каждой моде пластической
деформации соответствует своя собственная днелокационная структура.
Тогда при изменении траектории деформирования развиваются сразу два
кинетических процесса: разрушение исходной структуры, созданной пред-
варительной деформацией, и формирование новой структуры, что и при-
водит к нарушению условия (1.76).

Система уравнений (1.72)—(1.74) по существу является моделью прос-
тейшего набора случайно расположенных и не взаимодействующих дисло-
каций, и ее способность описывать поведение ячеистых и других сложных
структур неизбежно должна быть ограниченной. Неясно, например, мож-
но ли, хотя бы формально, отождествлять У с полным числом дислока-
ций, приписывая им всем эффективный закон движения (1.73).

Фактически дислокации в сложно организованных структурах нерав-
ноправны и не все они имеют одинаковую подвижность. Когда возникает
вопрос об определении относительной доли подвижных дислокаций, его
зачастую решают произвольно, неявно используя эту величину как еще
один удобный подгоночный параметр. Можно отметить две работы, в ко-
торых предприняты попытки определить число подвижных дислокаций нз
физических соображений [83, 92] или путем подбора эмпирических фор-
мул численной модели (работа Дж. Джилмена).

Почти не изучен важный вопрос о специфике дислокационного дефор-
мирования н упрочнения в условиях ОВз. Обычно полагают, что чрезвы-
чайно высокая скорость деформации (ё > 104с_|) затрудняет образование
сложных пространственно организованных дислокационных структур, за-
тягивая момент соответствующих структурных переходов на диаграммах
тнпа рнс. 1.24. По мнению Г.А. Ермакова и других авторов [86], в связи с
этим намного расширяется область однородного распределения дислока-
ций, затрудняется образование клубков. При больших деформациях обра-
зуется ячеистая структура, но ее эволюция изменяется. Отмечая, что при
обычном холодном деформировании меди моменту перестройки ячеек со-
ответствует размер Ес = 2мкм [87], тогда как при взрывном упрочнении,
по данным Л. Мурра [88], возможно измельчение ячеек до 0,15 мкм. По
данным того же автора, специфика взрывного нагружения менее всего
проявляется в ГЦК-металлах, где специфично поведение лишь аустенит-
ной нержавеющей стали, в которой образуется мартенсит. Например,
В.Ф. Радзивончик и А.Н. Чухлеб [89] указывают, что деформирование не-
ржавеющих сталей взрывом имеет крайне неоднородный характер с раз-
мерами неоднородностей порядка 0,1 мкм. В металлах с другими типами
решеток образуются специфические полосчатые дислокационные структу-
ры и вообще преимущественное развитие получают планарные структуры
(дефекты упаковки, двойники и др.). По мнению тех же авторов, характер-
ным признаком высокоскоростной деформации является возникновение на
границах зерен «щеток» недоразвитых параллельных линий скольжения.

В.Н. Перетятько и В.И. Базайкиным исследовалось высокоскоростное
деформирование низкоуглеродистой стали [90]. Оказалось, что на площад-
ке текучести, так же, как и в обычных условиях, деформирование осущес-
твляется за счет расширения полос скольжения (линий Чернова—Людерса),
причем расположенных тем чаще, чем интенсивнее взрывное воздействие.

Многие исследователи подчеркивают, что ОВз обеспечивает намного
большее (по Л. Мурру, в три-четыре раза) деформационное упрочнение при
равных у, чем обычные методы деформирования. Обращаясь к уравнению
(1.78), можно видеть, что это возможно либо за счет ускоренного размно-
жения дислокаций (меньших 4 и /), либо за счет подавления аннигиляции
при быстрых встречных прохождениях дислокаций противоположных зна-
ков (уменьшение й). При этом уменьшение й приводит к расширению диа-
пазона у, в котором происходит возрастание прочностных характеристик без
изменения модуля упрочнения, тогда как уменьшение 4 и I имеет следстви-
ем увеличение модулей упрочнения. Насколько можно судить по имеющи-
мся данным, при взрывном упрочнении именно уменьшаются 4 или /, т.е.
происходит интенсификация размножения дислокаций. По Г. Дитеру [59],
сплавы золото—серебро упрочняются взрывом в два раза эффективнее, чем
при медленном квазистатическом деформировании. Еще больше при этом
разница в энергии накопленных при деформации дефектов.

При анализе механизмов упрочнения взрывом возникают дополните-
льные трудности, связанные с возможным вкладом недислокационных ме-
ханизмов. Например, в серии работ Л. Мурра утверждается, что при сжа-
тии металлов сильными УВ могут возникать и сохраняться огромные кон-
центрации вакансий (до нескольких атомных долей), дающих основной
вклад в повышение твердости металла. Такие вакансионно-упрочненные
состояния должны быть термодинамически неустойчивы, и они разруша-
лись бы при относительно слабом отжиге и даже при обычном старении за
счет слияния вакансий в дислокационные микропетли, что приводит к «ка-
тастрофическому разупрочнению» упрочненного взрывом металла. По мне-
нию В.Н. Сикорова и С.В. Першина [91], концепция Л. Мурра не вполне
согласуется с экспериментальными фактами.

После всего, что сказано о трудностях создания дислокационной мо-
дели высокоскоростного деформирования и, тем более, упрочнения, ста-
новится понятным значение того обстоятельства, что хотя бы для самых
простых ситуаций модель дислокационного упрочнения взрывом может
быть записана и доведена до уровня удовлетворительного совпадения расче-
тов с экспериментальными данными [92]. Модель строится следующим об-
разом. В соответствии со сводкой экспериментальных данных работы [68]
считается, что приращение предела текучести и твердости определяется в
приемлемом приближении максимальным давлением в УВ. Принимается,
что упрочнение описывается известным соотношением теории дислокаций:

У= У0 + а^У0’5,	(1.80)

где У — предел текучести на сдвиг; О — модуль сдвига. Коэффициент а
изменяется в зависимости от металла и типа дислокационной структуры и
может быть приближенно принят за постоянное значение, близкое к 0,5.
Уравнение кинетики (1.74) записывается при этом в форме (1.78).

Можно ввести коэффициент т = Ы и переписать (1.78) для случая
сдвиговой деформации и не слишком малых Ув виде

-^- = т	’	С1-81)

Ь у к2

полагая И постоянным. Интегрируя равенство (1.81) для случая структуры,
подчиняющейся формуле Д. Холта (1.79), получаем при у < у,(А = Д)

^ = Т?Р’ехр-5г),	(|'82)

а после перестройки ячеистой структуры при у > ус(А ~ Ье)

^ = ~ГГ + ^~Т7- ехР /		<1-83)

пьс	о

В плоской волне главный сдвиг, равный разности главных деформа-

> , Р	Р

ции, определяется величиной 1п —, где — — отношение текущей плот-
Ро	Ро

ности материала к начальной. В волнах не слишком малой амплитуды
можно пренебречь упругой составляющей сдвига и считать пластические
сдвиги при нагружении и разгрузке примерно равными, так что полная
сдвиговая деформация за время прохождения волны выражается через мак-
симальную плотность в пике волны ртх:

у =	(1.84)

3 Ро

Из формул (1.80), (1.82), (1.84) следует

4*’

Г = Г0	.	(1.85)
Рис. 1.25. Сопоставление расчет-
ного упрочнения Си и № с экспе-
риментом

Максимальное давление в плоской
волне однозначно связано с ртах, так что
формула (1.85) определяет искомую одноз-
начную зависимость приращения предела
текучести от давления в диапазоне не
слишком больших деформаций у < . Для
таких не слишком сильных волн, ограни-
чиваясь первыми членами разложения в
ряд логарифма в экспоненциальной функ-
ции и используя известное соотношение

- _5—, где л— скорость волны,
Ро Я - д

и — массовая скорость, получаем упро-
щенные выражения

(1-86)

I 2к,о 1

<188)

Как следует из равенства (1.88), в простейшем приближении упрочне-

ние описывается единственным параметром —. Для сопоставления по-
к2

лученных данных с экспериментом удобно воспользоваться данными
Л. Мурра [93] по взрывному упрочнению никеля и меди. Расчетная зависи-
мость (1.88) хорошо согласуется с его данными по никелю до 22,5 ГПа и по

меди до 17,5 ГПа, если положить = 0,075 (рис. 1.25). В условиях обыч-

ного медленного деформирования а»0,5,	» 15 и для меди (по

С. Махаджану) т & 1,10, так что ~
к2

0,037. Двукратное увеличение па-

а/п

раметра — в условиях высокоскоростного деформирования объясняе-

к2

тся, по-видимому, соответствующим увеличением т и хорошо согласуе-
тся с упоминавшимся выше ускорением темпа размножения дислока-
ций и увеличением деформационного упрочнения. Таким образом, экс-
перименты Л. Мурра согласуются с расчетом по модели (1.72)—(1.74) в
простейшем приближении (1.86)—(1.88), хотя значение коэффициента

ат

— пока еще определяется неуверенно, с точностью в несколько десят-

ков процентов.
1.10. МИКРОСТРУКТУРНЫЕ ОСОБЕННОСТИ НАГРУЖЕНИЯ
ВЗРЫВОМ ЖЕЛЕЗА И СТАЛИ

Специфика ОВз низкоуглеродистых и низколегированных
сталей определяется поведением основного элемента — железа. В тех случаях,
когда допустимо нагружение обрабатываемых изделий мощными взрывными
импульсами, доминирующим оказывается наличие обратимого перехода в
фазу высокого давления, а -> е -> а. В чистом железе в статических условиях
и при комнатной температуре этот переход происходит при давлении
11,5 ГПа. Однако, по данным Р. Джайлиса и других исследователей, при
очень быстром взрывном нагружении мартенситный механизм перехода об-
ладает сильно выраженным гистерезисом в плоскости р - V (рис. 1.26), и для
осуществления сколько-нибудь полного перехода а —> е могут потребоваться
значительно большие давления. Г. Дитер [59] указывает, что по мере увели-
чения давления структура волны сжатия в железе изменяется следующим об-
разом: до 0,6 ГПа — упругий предвестник (УП); 0,6...13,0 ГПа — УП + плас-
тическая волна Рс, 13,0...33,0 ГПа — УП + Р{ + пластическая волна фазового
перехода Р2; 33,0...66,0 ГПа — УП + Р2; выше 66,0 ГПа — собственно УВ. В
большинстве технологических задач применение мощных взрывных импуль-
сов нежелательно или недопустимо и давления фазового перехода либо воо-
бще не достигаются, либо достигаются лишь в малой области, непосредст-
венно контактирующей с зарядом ВВ.

При давлениях 0,6...13,0 ГПа, наиболее типичных для технологических
задач, специфика поведения железа зависит от поперечного скольжения
винтовых дислокаций, а также двойникования. Малая подвижность винто-
вых дислокаций замедляет размножение дислокаций, способствуя проявле-
нию конкурирующего механизма пластического деформирования двойни-

кованием, а также затрудняет развитие сложных дислокационных структур
и рассасывание дислокационных скоплений. Дислокационные петли имеют
сильно вытянутую форму с преобладанием винтовых компонентов, малопо-
движных и не склонных к завязыванию стенок ячеек. В результате возника-
ет та же микроструктура, что и при медленном низкотемпературном дефор-

мировании: умеренно плотные дислока-
ционные сетки с невысоким содержани-
ем сложно организованных структур и
двойники, постепенно измельчающиеся
с повышением приложенного давления.

Скользящие дислокации концент-
рируются в полосах скольжения и на
кольцах полос скольжения (границы
зерен, перлитные включения и т.п.) об-
разуются скопления дислокаций, слу-
жащие зародышами микротрещин и ус-
траняемые после ОВз дополнительной
термообработкой (низкотемпературный
отжиг при 200...400 °С с низким темпом
нагрева и охлаждения).

Рис. 1.26. Фазовая диаграмма удар-
но-волнового сжатия железа
Остается неопределенность с относительными вкладами дислокацион-
ного и двойникового механизмов в пластическую деформацию при взрыв-
ном нагружении и в результирующее упрочнение взрывом. По данным
Дж. Джонсона и Р. Роде [94], деформирование чистого железа, отожжен-
ного до размера зерна 0,4 мм, при давлениях свыше 0,3 ГПа осуществляе-
тся почти полностью за счет двойникования. Уравнение деформирования
при этом особенно просто: пластическая деформация равна произведению
относительной доли сдвойникованного объема на константу (которая для
самого легкого направления двойникования в монокристаллах железа —
направления <111> в плоскостях {112} — равна 0,707). Однако в техничес-
ких сплавах железа двойникование затруднено и обычно становится заме-
тным лишь при давлениях не ниже 7...10 ГПа. Положение осложняется
еще и тем, что неизвестно, сохраняются ли после ОВз все возникшие в
процессе деформирования взрывом двойники или значительная их часть
исчезает немедленно после сварки, играя, таким образом, роль промежу-
точного резервуара упругой энергии для последующей релаксации путем
дислокационного скольжения. Такую обратимость двойников, очевидно,
нарушает скольжение дислокаций, если оно происходит одновременно с
двойникованием- Поэтому обратимость двойников в а-железе представляет-
ся относительно менее вероятной, чем в металлах с более сложными ром-
бической решеткой или Г ПУ-решеткам и (например, в титане).

По мнению некоторых исследователей, соотношение дислокацион-
ного скольжения и двойникования является регулируемым фактором, поз-
воляющим управлять режимами взрывного нагружения. Если это так, то
не следует допускать интенсивного двойникования, так как пересечения
двойников с границами зерен и другими двойниками являются зонами
внутренних напряжений второго рода — опасными очагами зарождения
трещин. Кроме того, при подавлении двойникования интенсифицируется
размножение дислокаций и образуются сложные дислокационные струк-
туры. После высокого отпуска эти структуры преобразуются в хорошо
оформленные дислокационные ячейки, внутренние объемы которых запол-
нены полигональными стенками. Такая организация дислокаций считается
особенно благоприятной для улучшения механических свойств металлов
путем взрывотермической обработки (ВзТО).

Склонность а-железа к двойникованию связана с тем, что скольжение
в нем начинается полосами, а в местах пересечения полос с полосами и
границами зерен легко появляются те примерно трехкратные концентра-
торы напряжений, на которых и зарождаются двойники. В работе [66] от-
мечается, что двойникование подавляется, если деформирование осущест-
вляют при повышенной температуре, поскольку нагрев увеличивает по-
движность винтовых дислокаций. В другом исследовании [62] утверждается,
что давление двойникования способствует любой предварительный нак-
леп, увеличивающий плотность активных полос скольжения. Имеются так-
же данные о том, что двойникование при динамическом деформировании
со скоростями деформации до порядка 2 ♦ 103 с"1 подавляется легированием
стали хромом, никелем, марганцем при содержании легирующих примесей
2...4 %, Двойникование подавляется и при измельчении зерна. Соотноще-
Рис. 1.27. Рост остаточной твердости железа
при упрочнении взрывом (1). Для сравнения
приведены данные для ниобия (2) также с ОЦК-
решеткой, но не имеющего фазового перехода

нием двойникования и дислокационно-
го скольжения, по-видимому, можно уп-
равлять, изменяя длительность взрывно-
го воздействия.

Правда, в работе [68] было показа-
но, что результаты взрывного упрочне-
ния металлов в целях повышения твер-
дости практически не зависят от длите-
льности импульса и определяются толь-
ко его пиковой амплитудой. Но более
тщательные исследования этого вопроса

авторами работы [69] убеждают,

что при суб микро секундных ддительиостях нагружения двойникование в
ряде металлов подавляется и это сказывается на результатах ОВз. По дан-
ным Л. Мурра, в молибдене при длительностях импульса менее 1 мкс
двойники вообще не возникают, а при длительностях более 5 мкс дефор-
мирования осуществляются двойникованием. Способ управления процес-
сом за счет изменения длительности импульса удобен и эффективен, но
область его практической применимости ограничена обработкой тонколи-
стовых образцов и поверхностным упрочнением.

Механизм двойникования чувствителен к знаку нагружения. Г. Дитер

указывает, что в волне сжатия происходит двойникование а-железа, а в
волне разрежения — меди и, согласно Л. Мурру, — молибдена. Он же от-
мечает, что если двойникование происходит в волне разрежения, то для

его предотвращения можно применять так называемую противооткольную
защиту. В области фазового перехода (13...22 ГПа) наблюдается резкое
увеличение темпа роста остаточной твердости с повышением давления,
что связано с бурным ростом микродвойников (рис. 1.27). Все микрострук-
туры, образующиеся при наклепе железа, особенно микроструктуры, соз-
даваемые при давлениях свыше 13 ГПа, термонеустойчивы. В чистом же-
лезе дислокации, образовавшиеся вследствие воздействия взрывом, после
выдержки 1 ч при 300 °С полигонизуются, а после выдержки 1 ч при
600 °С субзеренные границы сливаются в большеугловые, и эффект дос-
тигнутого упрочнения резко уменьшается. В сталях подвижность дислока-
ций по сравнению с чистым железом затруднена и аналогичная перест-
ройка дислокационной структуры происходит при несколько более высо-
ких температурах. При еще более высоких температурах или при больших
выдержках микродефекты отжигаются и металл подвергается перекристал-
лизации. Следствием перекристаллизации может быть как укрупнение, так
и измельчение зерна (соответственно ухудшение или улучшение механиче-
ских свойств) в зависимости от плотности очагов перекристаллизации и
однородности распределения их по температурам начала перекристаллиза-
ции (сведения о влиянии ОВз на параметры системы очагов перекристал-
лизации практически отсутствуют). Особенно чувствительны к перекрис-
таллизации структуры, полученные при давлениях — 13 ГПа. По данным
исследования [80], их перекристаллизация начинается уже при 500 °С. Для
области давлений 13...33 ГПа характерно наличие остаточных игольчатых
элементов структуры. Они возникают либо как полосы скольжения, либо
в результате двойникования после обратимого фазового перехода [80]. В об-
ласти 33...55 ГПа наблюдается компактизация игольчатых структур. Дислока-
ции при этом организуются в ячейки, поскольку их перемещения облегчают-
ся за счет сильного остаточного натрева после нагружения взрывом [62]. По-
сле обработки давлениями свыше 55 ГПа железо перекристаллизуется.

При ОВз обратный фазовый переход е а протекает очень быстро,
т.е. в сильно неравновесных условиях. При этом одновременно возникает
и растет множество зародышей конечной фазы, микроструктура измельча-
ется и значительно улучшаются механические свойства металла. Высказы-
вались утверждения, что именно этот эффект и есть лучшее, что можно
использовать при взрывном упрочнении сплавов железа. Однако ввиду
сильного гистерезиса фазового перехода для достижения заметного прак-
тического эффекта требуются давления не меньше 23 ГПа, намного пре-
вышающие давления фазового перехода, что сильно затрудняет практи-
ческое использование этого приема. С. Махаджан наблюдал образова-
ние ультрамелкого зерна в железе при давлении ударного сжатия 75 ГПа,
что неприемлемо для технологических задач. Интересно, однако, что уже
при 10 ГПа наблюдались проявления частичной рекристаллизации, а при
5 ГПа — изменение структуры дислокационных стенок. В чистом железе
фазовый переход под давлением можно считать практически полностью
обратимым. В сталях сложного состава некоторое количество с-фазы вы-
сокого давления может сохраняться после взрыва в достаточно устойчивом
метастабильном состоянии, участвуя в измельчении структуры. Показате-
лем склонности стали к стабилизации с-фазы может служить низкая энер-
гия дефектов упаковки. Эффект стабилизации практически наблюдался
В.А. Лободюком и другими учеными [96] в аустенитной нержавеющей ста-
ли при давлении взрывной нагрузки 45 ГПа и в метастабильных аустенит-
ных трип-сталях.

Давление а е-перехода может сильно зависеть от состава стали. Ва-
надий и кремний повышают давление перехода, углерод в концепциях до
5 % не влияет на него, а марганец снижает. По данным А. Христоу и
Н. Брауна [97], при содержании в стали 20 % марганца тройная точка (а, у,
е) приближается к 5 ГПа, 0 °С. При этом в высокомарганцовистых сталях
фазовый переход реализуется уже при умеренных давлениях технологичес-
кого диапазона, с чем отчасти и связана их исключительная восприимчи-
вость к упрочнению взрывом.

В табл. 1.4 приведены значения расчетных давлений, возникающих на
границе ВВ—металл при скользящей детонации слоя ВВ. Различие в оста-
точных свойствах металлов, нагруженных У В и деформированных статиче-
ской нагрузкой, определяется особенностями физического состояния ме-
талла на ударном фронте. Напомним, что истинная пластическая деформа-
Таблица 1.4. Расчетные давления на границе ВВ—металл

ВВ	Плотность, г/см3	Скорость детонации, км/с	Давление в точке Чепме- на—Жуге, кбар	Давление на границе В В—металл, кбар			
				Сталь	Медь	Титан	Алюминий
ТГ5О/5О	1,60	7,6	230,0	173,0	184,0	165,1	163,8
Пластик Г-75	1,75	8,0	260,0	163,9	174,4	157,5	166,9
Гексоген	1,00	6,2	105,0	99,5	105,2	98,4	103,0

ция металла после прохождения УВ (в предположении равенства дефор-
маций при нагружении и разгрузке) равна удвоенной деформации, полу-
чаемой из выражения (1.27):

=4р-—и||п—	(1.89)

31	^0 )	3	^0

и в сильных УВ может достигать значительной величины. Например, об-
щая деформация стали, нагруженной плоской УВ с давлением 100 кбар,
порядка 11 %, а при давлении 500 кбар — 27 % [21, 49].

Существует несколько концепций, объясняющих, каким образом эта
деформация успевает происходить в чрезвычайно узком (доли мм) удар-
ном фронте [98—100]. Одна из них, постулирующая существование пере-
мещающихся вместе с ударным фронтом сверхзвуковых компонентов дис-
локационных петель [98], встречает серьезные возражения [75, 99], поско-
льку в соответствии с теорией энергия искажений подобных релятивистс-
ких дислокаций согласно выражению

И'-И'о ---

I сг

при скорости V = ср < Л становится бесконечной [75].

Более реалистично представление о физическом состоянии на удар-
ном фронте [66, 101], согласно которому чрезвычайно высокая скорость
деформации во фронте УВ связана с интенсивной активацией высокими
приложенными напряжениями источников дислокаций, таких, как источ-
ники Франка—Рида [101, 102]. Схема Франка—Рида считается наиболее
универсальной для объяснения механизма размножения дислокаций под
действием приложенного напряжения. Потенциальными источниками ди-
слокаций могут быть отдельные участки дислокационных линий, состав-
ляющих сетку дислокаций, закрепленные между точечными дефектами
или включениями.

Такой источник в идеальной упругой среде начинает работать, когда

6Ь

10 ’

(1.90)

где /0 — длина дислокационной линии. В реальном кристалле действующие
на дислокацию напряжения должны быть больше определяемых выраже-
нием (1.90) на величину, необходимую для преодоления тормозящих по-
лей напряжений, связанных с границами зерен, скоплениями вакансий,
дислокациями леса и т.п. [66]. С увеличением давления в УВ и ростом
согласно (1.90) касательных напряжений активируются новые источники
дислокаций, имеющих все меньшую длину. Если, например, принять для
железа 6 = 78 ГПа, Ь = 10"в см, то при квазистатической деформации, ког-
да т < 1 ГПа, согласно (1.90) начинают активироваться источники, у кото-
рых /0 = 8 - 10"7см. При нагружении УВ с давлением 100 кбар касательные
напряжения составят около 30 кбар и они активируют источники длиной
/0 = 2,5 • 10-7см. Оценка необходимой плотности дислокаций на фронте
УВ приведена еще Г. Дитером [59], который показал, что для изменения
объема на 20 % при времени увеличения давления 4 • 10'9 с, среднем зна-
чении вектора Бюргерса 3  10“асм и скорости дислокаций порядка
3- 105см/с [103] скорость деформации составляет порядка 4- 10"7с-1, а
плотность подвижных дислокаций — 4 • 10'9 см"2. Согласно другим оцен-
кам [104] нагружение сплава Си + 8,7 Се % плоской УВ с давлением
112 кбар и длительностью 2,8 • 10"8с создает остаточную плотность дисло-
каций порядка 10" см"2, а скорость их размножения на ударном фронте
достигает— 5  10”см"2• с-1. Такая частота генерирования дислокаций
обеспечивает плотность подвижных дислокаций порядка 3  109см"2 и ско-
рость деформации на ударном фронте — 4 * 107с-1. Близко совпадающие с
приведенными плотностями подвижные дислокации при высоких уровнях
приложенных напряжений получены в работах 199, 105, 106 и др.].

Действие такого механизма ограничено, по существу, толщиной удар-
ного фронта, а потому не возникает необходимости в релятивистских дис-
локациях. Дополнительный вклад в пластическую деформацию вносят ме-
ханизмы, связанные с потерей устойчивости кристаллической решетки —
двойникование и бездислокационный механизм коллективного сдвига ато-
мов [98, 107, 108] особенно при значительных давлениях в УВ, когда су-
щественно уменьшается толщина ударного фронта, а следовательно, и
время активации источников дислокаций [109]. Г. Кован [108] объясняет,
например, наблюдаемые тонкие двойники в меди и никеле после прохож-
дения УВ с давлением 200...250 кбар процессами одновременного сколь-
жения под действием «сверхкритического» напряжения сдвига. Высоко-
скоростное движение дислокаций на ударном фронте приводит к интен-
сивному образованию точечных дефектов, дефектов упаковки и других
несовершенств кристаллической структуры. В работе [НО] методом элект-
ронной микроскопии на просвет установлено, что плотность дислокаций в
меди после ударного сжатия давлением 150 кбар может достигать 1,5 х
х 1012см"2, причем ударно-волновое нагружение приводит к устойчивой
структуре, содержащей закрепленные дислокации. Исследуя особенности
поведения упрочненной давлением 150 кбар меди на пределе текучести
при статическом растяжении, авторы работы [111] показали, что из обшей
остаточной плотности дислокаций около 10" см'2 только примерно 102см-2
дислокаций не ограничены в своем движении. Возможными местами зак-
репления дислокаций являются ступеньки, образованные точечными де-
Рис. 1.28. Зависимость упрочнения
при пластическом деформировании ста-
ли от исходного состояния (твердос-
ти) при степени обжатия 50 %:
/ — углеродистая сталь; 2 — легирован-
ная сталь

Рис. 1.29. Зависимость прироста твердо-
сти от давления УВ:

1 — железо и низкоуглеродистая сталь; 2 —
сталь Г13; 3 — аустенитная нержавеющая
сталь; 4 — медь; 5 — ниобий; 6 — никель;

7 — а-латунь; 8 — тантал

фектами, создаваемыми на ударном фронте высокоскоростными дисло-
кациями.

Доля подвижных дислокаций в алюминии составляет от 2,1 • 10"1 для
монокристалла при деформации сдвига 1 % до 1,2 • 103 для поликристалла,
деформированного на 60 %. В последнем случае общая плотность дисло-
каций достигает 2,3 • 10'2 см'2 [112]. Плотность закрепленных дислокаций
может быть оценена по формуле р = -^~- [Ц2] или р =	[113], где

С Ь	6Ь

т0 — атермическая составляющая напряжений течения (см. ниже).

Рис. 1.30. Влияние дав-
ления УВ на механичес-
кие свойства стали Г13Л
Степень упрочнения поликристаллического металла зависит от исход-
ной общей и тонкой структуры. Обширный экспериментальный материал
по этому вопросу см. в работах [26, 28, 31, 66].

Восприимчивость к упрочнению определяется степенью дефектности
структуры металла — чем она выше, тем способность к упрочнению ниже.
Для углеродистых сталей показано [41], что в общем случае прирост их
твердости после ударно-вол но во го нагружения в первом приближении за-
висит от количества мягкой ферритной матрицы. Поэтому эффективность
упрочнения взрывом при сохранении силовых параметров обработки су-
щественно снижается с увеличением содержания углерода в стали, как и
при обычном поверхностном пластическом деформировании (рис. 1.28)
сталей в различном структурном состоянии [114]. Указанная закономер-
ность свойственна и другим сплавам, что послужило основанием для сис-
тематизации широкого класса металлических материалов по их способнос-
ти к упрочнению [41, 68].

Из числа внешних факторов, оказывающих влияние на степень упроч-
нения, следует прежде всего выделить давление в УВ. На рис. 1.29 даны
зависимости прироста твердости от давления для восьми металлов, из ко-
торого следует, что с повышением давления ударного сжатия прирост твер-
дости увеличивается, причем в большей степени для металлов с ГЦК-
решеткой. Исключение составляют железо и низкоуглеродистые стали, в
которых происходит фазовый переход порядка 130 кбар. Весьма высокой
восприимчивостью к упрочнению отличаются сталь Г13 и нержавеющая
сталь, что объясняется низкой энергией дефектов упаковки и значитель-
ным вкладом в упрочнение деформации двойникованием [66, 115]. В част-
ности, доминирующими механизмами деформации ударно-сжатой стали
Г13 является множественное скольжение по плоскостям {111} и двойнико-
вание. На рис. 1.30 представлены зависимости остаточных механических
свойств стали Г13Л, упрочненной косой УВ, особенностью которых являе-
тся наличие экстремумов в области давлений 400...500 кбар. Это явление
характерно для широкого класса материалов и связано как с насыщением
структуры дефектами кристаллического строения в процессе нагружения,
так и с различными механизмами возврата, активируемыми разогревом
металла в сильных УВ.

1.11.	РАЗОГРЕВ МЕТАЛЛОВ

ПОД ВОЗДЕЙСТВИЕМ УДАРНОЙ ВОЛНЫ

Изменение состояния вещества в процессе ударного нагру-
жения может быть охарактеризовано ударной адиабатой (рис. 1.31). Полное
приращение внутренней энергии &Е в процессе нагружения характеризуется
площадью криволинейного треугольника ОАВ.

Часть энергии ДД^, ограниченная на рис. 1.31 кривой «холодного»
сжатия ОС, не связана с изменением температуры металла и является уп-
ругой составляющей. Тогда величина ДД, = Д2Г-Д^, равная площади кри-
волинейного треугольника ОАС, характеризует тепловую энергию процесса
и расходуется на нагрев материала в условиях адиабатического сжатия.
Подчеркнем, таким образом, что об-
щее давление УВ на металл состоит из хо-
лодной и тепловой составляющих. При
этом установлено, что чем выше прило-
женное давление, тем больше возрастает
доля тепловой составляющей. Так, в рабо-
те [116] проводили контактный взрыв на
никеле. При давлении 0,1 ГПа и от-
носительном изменении объема 0,954 тем-
пература не превышала 48 °С. При даль-
нейшем повышении давления до 0,5 и
1 ГПа температура возрастала соответст-
венно до 277 и 827 °С.

Особенно высокая температура харак-
терна для фронта мощной УВ и тепловая
часть давления при этом играет весьма
существенную роль. Например, для же-

Рис. 1.31. Диаграмма ударного сжа-
тия: 1 — адиабата Гюгонио; 2 —
кривая «холодного» сжатия при 0 К

деза тепловая часть составляет примерно

30 % общего давления, равного 4 ГПа [117]. В табл. 1.5 [118, 119] приве-

дены данные изменения температуры ударного сжатия алюминия, меди и

Таблица 1.5. Температура ударного сжа-
тия металлов в зависимости от относи-
тельного сжатия

Материал	Относительное сжатие	Температура ударного сжатия, °С
	1,1	340
Алюминий	1,4	1400
	1,8	9250
	1,1	360
Медь	1.4	2200
	1.7	11970
	1,1	360
Свинец	1,4	1920
	1,8	11300
	2,1	21700

Таблица 1.6. Температура железа в ус-
ловиях ударного сжатия и после разг-
рузки

Давление, ГПа	Температура, °С	
	ударного сжатия	после разгрузки
0,13	60	30
0,35	350	150
0,50	550	250
0,75	1050	400

6 — 5-1832

свинца в зависимости от относите-

V,
льного сжатия

V

Изучение температуры, создава-
емой УВ при деформации различ-
ных металлов, показало, что с повы-
шением давления в УВ температура
металла в условиях адиабатического
сжатия сильно возрастает [120]. Так,
при воздействии УВ с давлением
0,1 ГПа на свинец, медь и вольфрам
температура нагрева этих металлов
составляет соответственно 230, 60 и
35 °С, а давлением 0,5 ГПа — 2450,
445 и 200 °С. Кроме того, из этих дан-
ных видно, что даже при одном и том
же давлении температура в значи-
тельной мере зависит от физических
свойств металла, подвергнутого импу-
льсному нагружению.

Для практических целей важно
знать температуру металла сразу пос-
ле разгрузки металла. Из табл. 1.6 ви-
дно, что разница между температурой
ударного сжатия и температурой пос-
ле разгрузки значительна, особенно
при высоких давлениях [120].
Рис. 1.32. Зависимость остаточной температуры меди (о) и железа (б) от давления удар-
ного сжатия

Экспериментальные данные об ударной и остаточной температуре в
золоте, вольфраме, меди, олове при воздействии на них УВ с давлением
до 1 ГПа показывают [50], что чем ниже температура плавления металла,
тем больше разность между температурой металла на фронте и остаточной
температурой. Так, при давлении 1 ГПа в золоте эта разность составляет
1500 °С, а в вольфраме — примерно 250 °С.

Остаточная температура металла в значительной степени зависит от
приложенного давления. Так, медь при нагружении давлением порядка
0,3 ГПа нагревается до 130 °С, а давлением 1,40 ГПа— до 1130°С
(рис. 1.32). На рисунке расчетная кривая взята из работы [120], а экспери-
ментальные темные точки — из работы [121].

В другой серии экспериментов [122] остаточную температуру железа
после ударного нагружения определяли по цветам побежалости. Расчетная
кривая показала хорошее совпадение с экспериментальными данными при
давлениях выше 0,50 ГПа (см. рис. 1.32). В области более низких давлений
расчетная температура оказалась меньше экспериментальной.

Из приведенных данных видно, что при давлениях выше 0,3...0,5 ГПа
нагрев вещества в УВ значителен и оказывает существенное влияние на
свойства, особенно для метастабильных сплавов. Остаточная температура

Рис. 1.33. Влияние дли-
тельности нагружения т
на прирост твердости:
а — сплав Си + 8,7%6е;
б — сталь Г13 (&п — высота
заряда)
Рис. 1.34. Зависимость упрочнения металлов от длите-
льности нагружения:

1 — хромель-А {р = 250 кбар); 2 и 3 — сталь Гадфилда (125
и 50 кбар); 4 — никель (250 кбар); 5 — сплав Си + 8,7%Ве
(100 кбар); 6 — медь

может вызвать полиморфное превращение в
таких сплавах, что значительно изменит ко-
нечное состояние металла, его структуру,
физико-механические характеристики, объ-
ем и т.п.

О влиянии тепловой составляющей дав-
ления УВ при сжатии на остаточную твер-
дость стали Г13Л можно судить по рис. 1.30.
Из рисунка видно, что воздействие УВ дав-
лением до 0,5 ГПа вызывает возрастание

нв

прочностных характеристик стали, ее упрочнение. При дальнейшем уве-

личении давления разогрев металла приводит к уменьшению прочности
и твердости. Поэтому изменение температуры при обжатии твердых тел
УВ следует принимать во внимание при изучении полученных после наг-
ружения свойств материала. В настоящее время не существует надежных
методов непосредственного определения температуры при ударном наг-
ружении металлов, поэтому ее значение и значение остаточной темпера-

туры определяются расчетом с использованием известных законов тер-
модинамики при некоторых допущениях. Эти допущения заключаются в
следующем. Металл после ударного сжатия находится в термодинамичес-
ком равновесии; соотношение Ми—Грюнайзена [31] справедливо во всем
требуемом интервале значений давление—объем—поверхностная энергия;
предел упругости при высоких давлениях не увеличивается, когда металл
находится под действием высокого давления. Температуру металла опре-
деляют также с помощью экспериментально найденных зависимостей.
При этом учитывают следующее. Как известно, процесс ударного сжатия
происходит практически мгновенно, поэтому тепло не успевает рассеять-
ся в окружающую среду, т. е. процесс является адиабатическим. Если
обработка металлов УВ сопровождается остаточной деформацией, то она,
естественно, является дополнительным источником повышения темпера-
туры металла, так как работа пластической деформации переходит в теп-
ло. Поскольку остаточную деформацию металлов в процессе взрывной
обработки можно изменять, следовательно, можно варьировать и темпе-
ратурные условия процесса, а тем самым, и конечные свойства металлов
после воздействия УВ.

Выше указывалось на необходимость различать мгновенную темпера-
туру металла на фронте УВ, которая сохраняется в течение нескольких

микросекунд, и остаточную температуру металла после разгрузки, оказы-
вающую превалирующее влияние на свойства металлов. Разность между
этими температурами может быть существенной (см. табл. 1.6).

Особенно широкое регулирование температуры можно осуществ-
лять в процессах взрывного прессования пористых материалов (порош-
ки, губка, стружка). В этих процессах дополнительный нагрев происходит
не только за счет пластической деформации частиц, но и за счет их тре-
ния при уплотнении.

1.12.	ВЛИЯНИЕ ДЛИТЕЛЬНОСТИ НАГРУЖЕНИЯ

Остаточные свойства ударно-сжатых металлов зависят от
времени действия высокого давления [123]. Медь, например, обнаруживает
одинаковые свойства после ударного нагружения давлением 50 кбар в тече-
ние порядка 2,2 - Ю^с и 100 кбар втечение — 1,2  10-6 с [104].

На рис. 1.33 и 1.34 приведены графики, иллюстрирующие влияние
длительности ударного импульса на упрочнение [124], которые указывают
на увеличение твердости с возрастанием длительности нагружения. Ано-
мальный ход такой зависимости в области весьма малых длительностей
(0,02...5  Ю^с) авторы [511] связывают с увеличением вклада деформаци-
онных процессов (двойникования) в волне разгрузки. Длительность наг-
ружения сказывается и на глубине упрочненного слоя, что иллюстрирует-
ся рис. 1.34, на котором показаны графики изменения твердости стали Г13
от толщины слоя пластика Г-75 (при р = 1,75 г/см3).

Глубина упрочнения при толщине слоя 2 мм составила 12...15 мм, а
при толщине 10...50 мм. Представляется, что в определенном диапазоне
давлений и длительностей их действия остаточные эффекты ударного сжа-
тия необходимо связывать с интегральной характеристикой нагружения —
импульсом давления [79].
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ ДЕФОРМАЦИИ
НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
МЕТАЛЛОВ

2.1.	МЕТОДИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ИССЛЕДОВАНИЯ

При испытаниях материалов с высокими скоростями де-
формации на фронте упругопластических УВ, т.е. в диа-
пазоне 10*... 106 с’1, время нагружения составляет от мил-
лисекунд до нескольких микросекунд, что обусловливает
существенное влияние на результаты испытаний волно-
вых процессов в образце [125]. Для нагружения образцов
используется энергия удара [126], реже — взрыва [25,
126, 127], энергии электромагнитного поля [128] и других
импульсных источников энергии. Общеизвестно, что на-
иболее полную информацию о механическом поведении
материалов дают испытания на растяжение [25, 129]. В
частности, к их преимуществам относится то, что при
испытаниях на растяжение материалы, в том числе и
пластичные, могут быть доведены до разрушения.

При динамическом приложении нагрузки такие ис-
пытания, однако, наиболее сложны в методическом от-
ношении [130], так как возникает необходимость приме-
нения реверсирующих устройств, преобразующих естест-
венные сжимающие усилия, возникающие при ударе или
взрыве, в растягивающие, действию которых подвергает-
ся образец. По существу, принципиальное решение
конструкции реверсора и применяемый источник энер-
гии определяют главные особенности различных методик
высокоскоростных испытаний на растяжение [23, 132].
Обстоятельный анализ методик и результатов испытаний
материалов на растяжение с высокими скоростями дефор-
мации содержится в работе [133] и др.

Считается установленным, что сопротивление мате-
риалов пластическому деформированию заметно возрас-
тает при увеличении скорости нагружения, причем в раз-
личной степени в разных скоростных диапазонах [28,
132, 134]. Что касается характеристик пластичности, то
результаты отдельных исследований зачастую противоре-
чивы и единого мнения пока, по-видимому, не существует [ 135, 136].
Весьма разноречивы также количественные данные о степени зависимос-
ти механических свойств отдельных материалов от скорости деформации
(т.е. данные по вязкости металлов), что обусловлено методическими осо-
бенностями испытаний. Подробно этот вопрос рассматривается в работе
[137], в которой, в частности, показано, что качественные и, тем более,
количественные результаты испытаний определяются реализуемым в экс-
перименте так называемым параметром испытания. Остановимся на этом
вопросе подробнее.

Зависимость механических свойств материалов от скорости деформа-
ции связана, в конечном счете, с влиянием времени испытания, что поз-
воляет выразить ее в достаточно общем виде с помощью функции

Л°,М) = 0,	(2.1)

описывающей поведение материалов при различных законах нагружения.
Представим функцию (2.1) в виде [138, 139]

о = Ф(е,ё),	(2.2)

который обычно используется для характеристики чувствительности меха-
нических свойств материалов к скорости деформации.

Функции (2.1) и (2.2) изображаются в пространстве ст,е,Г или ст, е, ё в
виде так называемых поверхностей деформирования [139]. Они могут быть
представлены как семейства кривых деформирования, полученных в серии
экспериментов при соблюдении в каждом из них определенного и идентич-
ного закона изменения во времени напряжения в образце или его дефор-
мации — параметра испытания:

а = о(0,	(2.3)

в = е(г),	(2.4)

задаваемого нагружающим устройством.

Параметрам (2,3) и (2.4) в пространстве ст,е,^ соответствуют некото-
рые поверхности, пересекающиеся с поверхностью деформирования, на-
пример (2.1), по линиям, проекции которых на координатные плоскости
представляют собой так называемые параметрические кривые. В общем
случае заданному параметру испытания (2.3) соответствует единственная
параметрическая кривая (2.4), и наоборот. Сопоставление этих кривых
позволяет определить искомую зависимость ст(е) в данных условиях нагру-
жения материала. Неопределенность параметра испытания так же, как и
изменение его от опыта к опыту, приводит в свою очередь к неопределен-
ности пространственно-временного положения параметрической кривой и
исключает ее правильную интерпретацию.

При высокоскоростных испытаниях материалов принципиально мо-
жет быть реализован произвольный параметр испытания (2.3) или (2.4).
Однако методические трудности, связанные с волновыми процессами в
образце, ограниченные возможности экспериментальной техники (прежде
всего нагружающих устройств и измерительно-регистрирующей аппарату-
ры), необходимость корректной
трактовки опытных данных огра-
ничивают выбор наиболее просты-
ми видами параметра испытания:

Рис. 2.1. Принципиальная схема испытаний
металлов на растяжение:

1 — направляющий стержень; 2— массивный удар*
ник (боек); 3 — динамометр; 4 — рабочая часть
образца; 5 — наковальня

о = сопзС,	(2.5)
ст = сопзС,	(2-6)
Ё = СОПЗС .	(2-7)

Следует отметить, что испытания с параметром е = соп$1, соответст-
вующим «статическим» испытаниям на релаксацию напряжений, не рас-
сматриваются ввиду трудности его реализации в динамических экспери-
ментах.

Как и при «статических» скоростях нагружения, методики высокоско-
ростных испытаний материалов, реализующие каждый из указанных пара-
метров, различаются рядом характерных признаков (способом нагружения,
конструкцией образцов, возможностью использования интерференционных
явлений и т.п.) и позволяют получить специфическую информацию о ме-
ханическом поведении материала. Особенности испытаний с параметрами
(2.5)—(2.7) анализируются в работах [23, 135, 137].

При испытании материала на одноосное растяжение с параметром
(2.7) образцу нагружающим устройством задается постоянная скорость при-
ращения абсолютного удлинения — скорость деформирования.

Наиболее распространенной является схема нагружения образца мас-
сивным ударником (бойком), предварительно разгоняемым до заданной
скорости различными ускорителями (рис. 2.1). Если при достаточно бо-
льшой массе бойка его кинетическая энергия значительно (например, на
порядок) превышает работу разрушения образца, то скорость деформи-
рования будет равна скорости бойка и сохраняться примерно постоян-
ной. При условии обеспечения за счет интерференции волн в процессе
растяжения образца однородного деформированного состояния материа-
ла постоянная скорость деформирования определяет постоянную скорость
деформации:

1

Е = 7--- »

4 Л /0

где Ио— начальная скорость ударника; /0 — длина рабочей части образца.

Параметру испытаний (2.7) в пространстве ст,е, ё соответствует плос-
кость, параллельная координатной плоскости стОе, что указывает на един-
ственность параметрической кривой ст(е). В пространстве ст,е,/ плоскость
ст = сопз1 проходит под углом к координатным плоскостям стО/, и стОе, в
которых лежат параметрические кривые ст(/) и ст(е). Поскольку параметру
(2.7) соответствует линейный закон увеличения относительной деформа-
ции:

е(/) = ё/,

(2.8)
кривая о(/) представляет собой диаграмму о(е) с измененным в соответ-
ствии с (2.8) масштабом по оси абсцисс. Это существенно упрощает тех-
нику эксперимента, так как отпадает необходимость регистрации зависи-
мости е(Г) и ограничения регистрацией упругих напряжений ст(О> причем
по длительности импульса одновременно определяется скорость дефор-
мации [140]. По экспериментальной кривой о(г) непосредственно на-
ходятся все основные показатели динамической прочности при неизмен-
ном параметре испытания е = сопбГ. Следует особо подчеркнуть, что этот
вид испытаний в наибольшей степени соответствует условиям деформиро-
вания материала на фронте упругопластических и ударных волн ]23].

Не останавливаясь на рассмотрении особенностей методик, реализу-
ющих произвольные параметры испытания, укажем, что данные таких ис-
пытаний тесно привязаны к условиям эксперимента, а потому представ-
ляют собой ограниченную ценность.

Для получения достоверной информации о механических свойствах ма-
териалов при высоких скоростях деформации помимо правильного выбора
параметра испытания необходимо обеспечить однородное напряженно-
деформированное состояние фиксированного объема материала [141], кото-
рое достигается за счет использования интерференции волн напряжений в
пределах длины /0 рабочей части образца, например, при испытаниях на
сжатие по методу тонких прокладок (метод Гопкинсона [142]).

Время и степень выравнивания напряжений и деформаций определяется
частотой взаимодействия прямых и отраженных упругопластических волн,
обратно пропорциональной /0. Поэтому при увеличении скорости дефор-
мации необходимо пропорционально сокращать длину образца [143, 144].

В работе [143] отношение длины к диаметру образца для испытаний
на растяжение с параметром (2.7) оценивается по времени т установления
однородного напряженного состояния в долях продолжительности Го
испытания в предположении, что неравномерное распределение напряже-
ний, обусловленное распространением упругого возмущения, устраняется
после п его отражений в пределах длины /0 (рис. 2.2). Продолжительность

испытания — Го где Д/ш — удлинение в шейке при разрыве образ-
но

ца. Тогда

где к — коэффициент, учитывающий вклад взаимодействия пластичес-
ких волн и так называемых внутренних отражений [149]. Например, для
образца из отожженного технически чистого железа диаметром =6мм,

Д/ш = 4мм, п = 2 [143], к = 0,5, — = 0,1 при = 200 м/с получим [137]
^0

/0 =10 мм, т.е. — = 1,5, что вполне достаточно для образования хорошо
<?й
развитой шейки [133]. При этом
Ё = 2Ю4с-1. При дальнейшем со-

(К

крашении длины — = сопзГ мож-
Ио )

но получить еще более высокие зна-
чения ё. К примеру, удобно при-
менять [143] образцы с /0= 7,5мм,
которые при скорости деформирова-
ния 500 м/с дают возможность полу-
чить скорость пластической дефор-
мации ё = 0,65 • 105 с-1, имеющей по-
рядок скорости деформации на фрон-
те УВ умеренной интенсивности [146].
Несколько иной подход к определе-
нию допустимой длины рабочей час-
ти образца использован в работах
Г.В. Степанова [23, 144]. Анализируя

Рис. 2.2. (х—^-Диаграмма упругопласти-
ческих волн в системе образец—динамо-
метр:

1 — наковальня; 2 — образец (рабочая часть);
3 — тензорезистор; 4 — динамометр; Уо —
скорость удара (скорость деформирования)

условия, при которых возможно за-

прещение начала пластического течения образца, нагружаемого импуль-

сом напряжений с пологим фронтом, до установления вследствие интер-
ференции волн однородного напряженного и деформированного состоя-

ния материала рабочей части, он получил зависимость /0 <——, где от —
рсоё

статический предел текучести испытываемого материала. Из нее следует,
что максимальная длина рабочей части образца из стали, например, с
от= 400 МПа не должна превышать 100, 10 и 1 мм для скоростей де-
формации соответственно 103, 103и 104с"1 [144] и, таким образом, соблю-
дение этого условия при ё>104с"1 встречает серьезные затруднения
конструктивного характера.

Для регистрации усилий, возникающих в рабочей части образца в про-
цессе растяжения, целесообразно использовать динамометр «полубесконе-

К форвакуумному
насосу

123	4	5 6 7	8	9 ЮН 12 13

Рис. 2.3. Принципиальная схема баллистической установки:

1 — воспламенитель пороха; 2 — пороховая камера; 3 — стартовая диафрагма; 4 — инжектор; 5 —
ударник (боек); 6 — ствол; 7 — направляющий стержень; 8 — динамометр; 9 — вакуумная камера
(глушитель); Ю — образец; 11 — наковальня; 12 — диафрагма; 13 — ловушка бойка
Рис. 2.4. Общий вид баллистической установки

чной» длины, которая оп-
ределяется из условия [143]

Это условие означает,
что разрушение образца
должно произойти до сече-
ния динамометра, где про-
изводится регистрация на-
пряжений, упругой волны,
отраженной от его проти-
воположного конца. Схема

образца для испытаний ма-
териалов на растяжение с параметром (2.7) и диаграмма характеристик в
плоскости х—/приведены на рис. 2.2. С учетом (2.9) напряжения стов рабочей
части образца вычисляются по формуле

г +а,) = <РСТг < а

(2.10)

где О; — напряжение в волне, подошедшей к сечению //; о, — напряжение
в волне, отраженной от этого сечения (в волнах АВ и АГ); ср -	)

(^0)1
индексы 1 и 2 относятся к рабочей и динамометрической частям образца
соответственно. При этом [147]

ф-1	2

ог =-—-о;, О/ -----о,,

ф + 1	ф +1

(2.11)

Таким образом, напряжение а,(/), регистрируемое в динамометре, есть

последовательность входящих в него
напряженном состоянии рабочей час-
ти, а формулы (2.11) отражают усло-
вие динамического равновесия в се-
чении 7/(см. рис. 2.2) [143].

Оптимальное значение ф опре-
деляется на основании данных ра-
боты [147] с у чето м с об л ю де ни я
вытекающего из выражения (2.10)
условия фод< из диапазона, в ко-
тором остаются справедливыми со-
отношения (2.11), т.е. ф < 45 [143].
Для нахождения динамического ко-
эффициента тензочувствительности
датчиков при регистрации с их
помощью волновых процессов су-
ществует достаточно простой способ

упругих волн, несущих информацию о

Таблица 2.1, Техническая характеристи-
ка баллистической установки

Характеристи ка	Параметр
Энергоноситель  Диапазон скоростей деформирован ия Параметр испыта- ния  Диапазон скорос- тей деформации Объем пороховой камеры  Калибр ствола  Длина ствола Масса ударника Габариты	Пироксилиновый порох  50... 1000 м/с Постоянная ско- рость деформации  1О...1О5с_|  1000 см’  57 мм  2000 мм  0,3...2,5 кг 4000x600x1500 мм
тарировки, основанный на существовании однозначной связи между ампли-
тудой упругой волны в стержне и скоростью удара по нему массивного бойка.
Модификация этого метода, позволяющая оценить предельные частоты, про-
пускаемые тензодатчиком в волне разгрузки, использована в работе [23].

Для осуществления испытаний материалов на растяжение в широком
диапазоне скоростей деформации с контролируемым параметром испыта-
ния ё = сопке созданы две лабораторные установки: вертикальный копер с
падающим грузом для скоростей деформирования до 10 м/с (скорость де-
формации ё < 1,5-103 с-1) и горизонтальный копер с пороховым ускорите-
лем бойка (рис. 2.3, 2.4, табл. 2.1), в которых использована рассмотренная
методология.

2.2.	ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ ДЕФОРМАЦИИ

НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЧНОСТИ И ПЛАСТИЧНОСТИ
МЕТАЛЛОВ

Существенные затруднения, возникающие при исследо-
вании особенностей механического поведения материалов при высоких
(ё > IО2 с1) скоростях деформации, обусловлены прежде всего кратковремен-
ностью и волновым характером развития в образце напряжений и дефор-
маций. Необходимость принятия специальных мер по обеспечению опре-
деленного параметра испытания, а также однородного напряжен но-дефор-
мированного состояния фиксированного объема исследуемого материала,
особые требования к системам измерения и регистрации параметров ис-
пытания, сложность корректной трактовки их результатов являются основ-
ными причинами ограниченного объема достоверных экспериментальных
данных в этой области [23, 132].

Остановимся на результатах некоторых исследований, относящихся к
высоким и Предельно высоким для квазистатических условий испытаний
скоростей деформации (ё = 1О2...Ю5 с~‘) и материалам, представляющим
непосредственный интерес для целей последующего изложения.

Дж. Кемпбелл приводит зависимости нижнего предела текучести низ-
коуглеродистой стали (С = 0,12 %) от скорости сдвиговой деформации для
различных температур [134]. Эти данные получены при испытании плос-
ких образцов на чистый сдвиг с использованием методики разрезного стержня
Гопкинсона [142, 145, 148]. Следует отметить, что на кривых т = т(1ёу)
наблюдаются три участка различной скоростной чувствительности предела
текучести, соответствующие (при нормальной температуре) диапазонам
скоростей деформации: 10“3 < у < 1, 1 < у < 5  103 и у > 5•103 с1. Макси-
мальный прирост предела текучести при предельных достигнутых в дан-
ном исследовании скоростях деформации составил около 250 %. К анали-
зу физических механизмов, ответственных за пластическое течение в обла-
сти высоких скоростей деформации, еще вернемся.

Дж. Кемпбеллом выполнены также испытания сходной стали на рас-
тяжение и срез [149, 150]. Соответствие между напряжениями и деформа-
циями устанавливалось с использованием критерия текучести Мизеса
[151], приводящего к таким зависимостям:

о = 73т, ё ~ -)=.

7з

(2.12)

Данные, полученные при испытании на растяжение, укладываются на
кривую, полученную при испытаниях на сжатие, что подтверждает сущест-
вование трех областей скоростной чувствительности предела текучести.
Сходный характер имеет и зависимость о = ст(1е ё) для испытаний на срез;
некоторое расхождение в значениях напряжений связано с различием в
структуре испытанных сталей.

Особенностью зависимости т = т(1ёУ) для монокристаллической меди,
полученной Дж. Эдингтоном [152] при испытаниях на сжатие, является
слабая скоростная чувствительность напряжений течения в диапазоне
10-4 < у < Ю3 с-1 и весьма резкое возрастание т при более высоких у . При
скорости деформации порядка 104с’1 наблюдается почти девятикратное
увеличение предела текучести. Такое же возрастание верхнего предела
текучести при испытании на растяжение при комнатной температуре
монокристаллов железа позднее отметил и Дж. Хардинг [153].

В работах [154, 155] приведены результаты обобщения данных 13-ти
исследований скоростной зависимости напряжений течения стали с преде-
лом текучести около 700 МПа и 6-ти исследований — алюминия. Макси-
мальные зарегистрированные скорости деформации соответствуют облас-
ти, отвечающей скоростям деформации, характерным для устья развиваю-
щейся трещины разрушения в алюминии. По этим данным столь же четко
прослеживаются три диапазона скоростей деформации, с различными ско-
ростными чувствительностями напряжений течения. В работах [154, 155[
приведены также эмпирические зависимости приращения предела текучес-
ти низкоуглеродистой стали от скорости относительной деформации:

од - от = 42 + 141ёё при ё< 1с’1,

од -от = 42 + 561^6 при 1<ё<103с~‘,	(2.13)

од - от = 0,175ё	при ё>103с”'.

На рис. 2.5 представлены зависимости предела текучести технически
чистого железа (армко-железо), ствли СтЗ и стали 45 от скорости дефор-
мации, полученные автором в Институте проблем прочности АН УССР
[133, 156]. Эти исследования выполнены по разработанной автором мето-
дике, описанной выше. Испытывали на растяжение существенно укоро-
ченные образцы с постоянной скоростью деформации (параметр испыта-
ния ё = соп8(), изменявшейся в пределах ГО-2 < ё < 0,5  105 с’1. Результаты
испытаний свидетельствуют о значительном возрастании характеристик
прочности в указанном диапазоне скоростей деформации.

Характер изменения диаграмм деформирования о(е) в зависимости
от скорости деформации иллюстрируется на рис. 2.6 на примере армко-
железа. Диаграммы построены на основании обработки результатов осцилло-
графической регистрации опыт-
ных диаграмм ст(7).

Приведенные данные подтвер-
ждают важный вывод о том, что
динамические прочностные харак-
теристики представляют собой не
константы материала, а показате-
ли сопротивления пластическому
деформированию, соответствующие
определенной скорости деформа-
ции и другим условиям нагруже-
ния (температура [157, 158], струк-
турное [113] и напряженно-дефор-
мированное состояние [23] и т.д.).
Наиболее чувствителен к скоро-
сти деформации верхний предел
текучести, вследствие чего с рос-
том скорости деформации наблю-
дается непрерывное увеличение
«зуба текучести» (см. рис. 2.6), что
находит удовлетворительное объя-
снение с позиций динамики дис-
локаций (см. ниже).

Из результатов исследования
зависимости времени разрушения
от приложенных растягивающих
напряжений, а также из анализа
поведения кристаллической реше-
тки при ударно-волновом нагру-
жении следует, что с ростом ско-
рости деформации можно ожи-
дать приближения сопротивления
отрыву к теоретической прочнос-
ти кристаллического материала,
составляющей по различным оцег

Рис. 2.5. Зависимость динамического верх-
него предела текучести стали 45 (7), стали
СтЗ (2) и арм ко-железа (7) от скорости
деформации при одноосном растяжении

Рис. 2.6. Диаграммы деформирования армко-
железа при скорости деформации 2,5  10-3
(7), 103(2) и 0,5  105 с"1 (2)

ам от 4 до модуля сдвига [159].
о 31)

Для обоих исследованных в работах [133, 156] материалов максима-
льные значения сопротивления отрыву (около 2,2 ГПа) близки к наиме-
ньшему из приведенных значений межатомной прочности (порядка 2,5
ГПа). К сожалению, для области ё > 105с_| надежные экспериментальные

данные о величине ол немногочисленны, зачастую противоречивы или
вообще отсутствуют вследствие почти непреодолимых методических труд-
ностей. Накопленные эмпирические данные относятся главным образом
к скоростям деформации ё< 104...105с ', реализуемым путем квазистати-
ческих испытаний при одноосном напряженном и/или деформирован-
ном состояниях [23].
Г|о	Рис. 2.7. Зависимость относительного при-

ращения динамического предела текучес-
ти от его статического значения:

1— эксперимент (данные автора [133]); 2— дан-
ные Дж. Тейлора [160], данные А.Г. Иванова [161]

При этом установлено, что от-
носительный прирост динамическо-
°д ~ °т
го предела текучести г|о - —-----

°т
сильно зависит от его статического
значения. Впервые на существование
такой зависимости При е = 104 с* 1 *
обратил внимание еще в 1946 г.
Г. Тейлор [160], затем такая же за-
висимость для ё = 103 с-1 была по-
лучена в работе [161] при исследо-
вании откольной прочности желе-
за и стали, а позднее — автором в работах [133, 156] для скоростей дефор-
мации ё = 103 с-1 при одноосном растяжении ряда металлов. С возраста-

нием статической прочности металла значение предела т]о непрерывно
уменьшается, асимптотически стремясь к единице. В работе [135] для вы-
сокопрочной стали ШХ-15 (о = 107 МПа  с"1) и закаленного алюминиево-
го сплава 2024 (ё = 105 с”1) приведены даже значения т|о < 1.

На рис. 2.7 приведены графики изменения величины т|я в зависимости
от от, построенные по данным ряда экспериментальных работ. Подобные
зависимости весьма полезны для приближенного прогнозирования увели-
чения «динамического» предела текучести, если известна «динамическая»
скорость деформации и «статический» (при ё = 10“3 с-1) предел текучести

материала. В связи с этим обра-
щает на себя внимание удовлетво-
рительное совпадение данных,
полученных по методу откола
(ё = 10"3 с"1) [161] и при одноос-
ном растяжении [156, 162] (точки
на кривой 3 рнс. 2.7) при ско-
рости деформации ё = 0,5  105 с-1.

Рис. 2.8. Сводка экспериментальных
данных, отражающих зависимость дина-
мического предела текучести от его ста-
тического значения при разных скоро-
стях деформации:

1— данные работы [159]; 2 — [133]; 3—

[161]; 4— отдельные результаты исследова-

ний из различных источников [28]
Эти зависимости, а также заимствованные из работ [23, 28, 159, 133,
156] и ряда других источников отдельные значения од, относящиеся к
скоростям деформации ё > 104 с"1 (до ё = 107 с'1) и полученные с исполь-
зованием различных экспериментальных методик для существенно разли-
чающихся по прочности металлов, обобщены на рис. 2.8. Видно, что соп-
ротивление металлов пластической деформации при высокой скорости по-
следней резко возрастает, начиная примерно с ё = 103с-1, причем тем
быстрее и сильнее, чем ниже значения от.

В этом нетрудно убедиться, если принять во внимание, что уже при
ё = 0,5 • 105 с"1 динамические пределы текучести, например, армко-железа
(от = 0,18ГПа), стали СтЗ (от = 0,24 ГПа) и стали 45 ( от = 0,52 ГПа) стано-
вятся одинаковыми (од = 1,2 ГПа). Эта закономерность наблюдается и для
других металлов (алюминия и его сплавов, меди, латуни, ниобия, стали
различной твердости), данные о которых есть на рис. 2.8.

Небезынтересно отметить, что ставшими классическими эксперимента-
ми по высокоскоростному внедрению твердого ударника в мишени из
свинца, меди, алюминия, сплава Д16 и армко-железа [163], выполненными
еще в 1959 г., показано, что при скоростях внедрения ударника у? 103 м/с
(максимальная скорость деформации по оценке авторов указанной работы
составляла ё ~ 105 с-1) у исследованных металлов с исходной прочностью,
отличающейся более чем на порядок (твердость по Бринелю НВ-№ —
1100 Мпа), сопротивления внедрению, или динамические твердости НЛ =
= Но + к'рУ2 (Яо — твердость при скорости внедрения у^ 10 м/с, к' —
коэффициент формы головной части ударника, р — плотность мишени),
практически совпадают. Более того, дислокационная теория прочности
предсказывает, что с возрастанием ё сопротивление деформации должно
стремиться к теоретической прочности идеального кристалла [23, 133, 159],
значения которой, вычисленные, например, по формуле ттсо =-(& —

2тш
модуль сдвига, а и Ь — параметры кристаллической решетки), для различ-
ных металлов довольно близки [159].

2.3.	О ТЕМПЕРАТУРНО-СКОРОСТНОЙ
ЧУВСТВИТЕЛЬНОСТИ ПРЕДЕЛА ТЕКУЧЕСТИ

Особенности физических механизмов, контролирующих
пластическое течение металлов при различных температурах и скоростях де-
формации, удобно анализировать, используя схему (рис. 2.9), на которой изо-
бражены четыре характерные области температурно-скоростной чувствитель-
ности предела текучести. Для последующего анализа запишем выражение для
скорости пластической деформации сдвига, обусловленной пересечением
скользящей дислокацией дислокаций леса [164],

V = ЪА№/ ехр 1-—~-(Т1.	(2.14)
Рис. 2.9 К анализу температурно-скорост-
ной чувствительности предела текучести
кристаллических материалов:

/— область термически активированного движе-
ния дислокаций; //— то же, атермического; /// —
область, контролируемая процессами диффузии;
/V — область вязкого торможения дислокаций

с помощью которого можно опре-
делить эффективное касательное на-
пряжение в плоскости скольжения;

иа	кТ. ЬА№

т = т,—1п—. (2.15)

V	V у

Здесь Ь — вектор Бюргерса; ЬА — сдвиг, совершаемый дислокацией в резу-
льтате одного акта пересечения дислокаций леса на единичной площади;
V — частота колебаний дислокационного сегмента; V*— активационный

объем; т =	~ эффективное касательное напряжение; к — постоян-

ная Больцмана; ДО — плотность дислокаций леса; Т — абсолютная темпе-

ратура; н0—энергия активации.

Из (2.15) следует, что деформирующее напряжение возрастает при по-
нижении температуры и (в меньшей степени) при увеличении скорости
деформации.

В области / (см. рис. 2.9) статических и невысоких динамических
(ё < 1...10 с”1) скоростей деформации пластическое течение контролирует-

ся процессами термически активированного преодоления дислокациями
близкодействующих барьеров [165].

При температуре абсолютного нуля вся работа по преодолению внут-
ренних напряжений в кристалле выполняется приложенным внешним на-
пряжением

т(0) = т“+т.	(2.16)

Эти напряжения слабо зависят от температуры [112, 159, 164, 166]. При
наличии термических флуктуаций деформирующее напряжение уменьша-
ется на величину г. Дифференцированием (2.14) можно получить выра-
жение для так называемого коэффициента динамичности в этой
[105] в виде

„ Г 9т	кТ

т 1п у	К*

который для отожженных металлов составляет около 0,025 [134].
С повышением температуры до Т\ (для скорости у() и до Т2

лее высокой скорости у2) энергии термических флуктуаций становится
достаточно, чтобы с их помощью преодолевать все близкодействующие
барьеры с частотой V, достаточной для поддержания заданной скорости
деформации. Это — так называемая область атермического течения, опре-

области

(2.17)

(для бо-
деляемого приложенным напряжением, с помощью которого преодолева-
ются дальнодействующие поля внутренних напряжений. Скоростная чув-
ствительность напряжений течения остается невысокой. Как и в
области /, коэффициент динамической вязкости в области // обратно про-
порционален скорости деформации [164]	- —г--, а изменение сопротив-

ления пластической деформации при изменении ее скорости от до у2
описывается логарифмической зависимостью [159, 164]

т2 = т, +	1п~,

VI

нередко используемой для аппроксимации экспериментальных данных
[23, 155] при умеренных скоростях деформации.

При высоких температурах (Т >Т3 = 0,57^) наблюдается резкое сни-
жение предела текучести, обусловленное действием диффузионного меха-
низма пластической деформации (область III).

Из выражения (2.15) вытекает, что при у = ЬАМу = Ь2рмо [164]

Это соответствует весьма высоким скоростям деформации, характер-
ным для области IV. Если, например, р = 10® см"2 (плотность дислокаций
леса), V =	= 1012 с"2 (дебаевская частота), Ь = 2,5  10"8 см"2 (вектор Бюр-

герса), то у = 6-104с"*. При такой скорости деформации третий член в
формуле (2.15) равен нулю и предел текучести становится весьма слабо за-
висящим от температуры (штриховая линия на рис. 2.9), что имеет много-
численные экспериментальные подтверждения [105, 113, 167 и др.].

Для железа и малоуглеродистой стали границей между И и /Иобластя-
ми является скорость деформации ё = 5Ю3 с"1 [105, 134]. Приложенных
напряжений оказывается достаточно для отрыва дислокаций от точек за-
крепления и движения в поле близко- и дальнодействующих полей внутре-
нних напряжений с большой скоростью, мало зависящей от т. Поскольку
скорость подвижных дислокаций V (например, в соответствии с уравнени-
ем Джонстона—Гилмана [105, 164]) пропорциональна действующим напря-
жениям, а скорость пластической деформации вычисляется по формуле

у = р’^1/,	(2.18)

где р* — плотность подвижных дислокаций, то в области IVнапряжение т
сильно зависит от скорости деформации [164, 168].

Чтобы наглядно проиллюстрировать характер влияния скорости де-
формации на показатели прочности, на рис. 2.10 приведены расчетные
кривые изменения динамического верхнего предела текучести т" при
чистом сдвиге при росте скорости деформации, полученные в [159, 164],
7-5-1832
Рис. 2.10. Расчетные зависимости т’(ё):

1а — а-железо, Л,о = 1О’1м-2, Во = 7,3  10”5 Па-с; 10-	» Ю10 м“< В9 = 7,3  10”5 Па-с; 2 -

медь, Уо = 1012 м-1, Вс = 0,6  10'* Па-с; 3— алюминий, Л'о = 1011 м“а, Вй = Ю’4 Па-с

Рис. 2.11. Зависимость напряжений течения стали 45 (7), стали СтЗ (2) и армко-железа
(3) от скорости деформации сдвига

Экспериментальные зависимости сопротивления одноосной деформации
растяжения (динамического верхнего предела текучести) от скорости
деформации даны на рис. 2.5. На рис. 2.10	— константа торможения

дислокаций, определяемая в основном механизмами фононной вязкости и
фононного рассеяния [113], #0 — исходная плотность дислокаций.

Многочисленными исследованиями показано, что в области высоких
скоростей деформации движение дислокаций является надбарьерным [166]
и носит квазивязкий характер [113], Связь между напряжениями течения и
скоростью деформации описывается при этом линейной функцией типа
определяющего уравнения Шведова—Бингама

Т = то +т„ =т0	(2.19)

где т = Т[ + т2,	— вязкая составляющая сопротивления деформирова-

нию, связанная с так называемым дислокационным затуханием [158]. Си-
ла Л действующая на дислокацию в области вязкого торможения, опреде-
ляется по формуле

/ = (т-т0)А = 50и,	(2.20)

откуда с учетом (2.18) можно получить

(2-21)
р Ь*
где Во — константа торможения. Дислокационное затухание обусловлено,
как отмечается многими исследователями, главным образом механизмами
фононной и электронной вязкости и рассеяния [ИЗ, 169]. Отметим, что
торможение, обусловленное электронной вязкостью, значительно лишь
при весьма низких температурах. При нормальных и повышенных темпе-
ратурах основной вклад в дислокационное затухание вносит фононная вяз-
кость.

Значение согласно (2.19) определяется углом наклона линейной
части зависимости т = т(у) в области высоких скоростей деформации. На
рис. 2.11 показаны зависимости верхнего предела текучести армко-железа,
стали СтЗ и стали 45 от скорости деформации, построенные на основании
данных, приведенных на рис. 2.5. Соответствие между напряжениями и
скоростями деформации при растяжении и сдвиге можно легко устано-
вить, используя, например, деформационную теорию пластичности и вы-
ражения (2.12). Экстраполяция линейных участков кривых в области
у < 2  104 с-1 до оси у = О дает значения т0 = 360 МПа для армко-железа,
т0 = 465 МПа для стали СтЗ и т0 = 525 МПа для стали 45. Коэффициент
динамической вязкости

цт =	,	(2.22)

составляет 4,08  103 Па  с для армко-железа; 3,74  103 Па  с для стали СтЗ

и 3,48  103 Па-с для стали 45.

На рис. 2.12 приведены заимствованные из работы [28] зависимости
коэффициента динамической вязкости алюминия и стали от скорости де-

формации, где указаны также значения коэффициента динамической вяз-

кости армко-железа, СтЗ и стали 45, полученные на основании обработки

данных рис. 2.11. Несмотря на то что при по-
строении кривых использованы результаты,
полученные рядом авторов по существенно
различным методикам, они тем не менее сви-
детельствуют об уменьшении вязкости при
увеличении скорости деформации.

Оценка константы торможения по форму-
ле (2.21) в предположении, что р’ - 5  10я см-2 и
Ь = 2,48 • 10"8 см [105, 164], дает, например, для
армко-железа значение Д = 1,25  10‘3 Па  с,
которое согласуется с расчетными значения-
ми Во, полученными с использованием модели
фононной вязкости [134, 159]. Для стали 45

Рис. 2.12. Зависимость коэффициента динамической
вязкости стали и алюминия от скорости деформации:

1 — армко-железо; 2 — сталь 45; 3 — сталь СтЗ
и стали СтЗ значения 80 примерно такие же. Совпадение констант тормо-
жения для материалов с различным количеством примесей свидетельствует
о надбарьерном характере движения дислокаций [133, 159]. Вместе с тем
для материалов с более сильным полем внутренних напряжений значение
То существенно выше, что качественно согласуется с зависимостью напря-
жений трения [28, 170], от степени предварительной деформации, влияю-
щей на плотность дислокаций леса [105, 152, 171].

2.4. РЕЛАКСАЦИОННЫЕ ЯВЛЕНИЯ
В УДАРНОЙ ВОЛНЕ

В начальный момент нагружения материала плоской УВ на
ее фронте возникают касательные напряжения, пропорциональные давлению

1	„ V \	1	/1 ч

Т= 2О'(1'ГТГ)=2°',( 'а)’

л	1 л 1

где 0 < а < у при 0 < V < ^.

При действии на материал скользящей ударной нагрузки (рис. 2.13)
касательные напряжения в силу особенностей геометрии деформирования
оказываются еще больше [107, 172, 173]

= 4’

где 0 может быть близким к единице [107, 172]. Из рис. 2.13 видно, что при
скорости движения нагрузки, близкой к скорости звука в материале, имеем

Т™ =?<?.	(2.23)

Таким образом, в зоне высокого давления в начальный период нагру-
жения возникают напряжения сдвига, максимальное значение которых
может находиться в пределах от 0,25а, (при одноосной деформации) до
о, — при скользящей нагрузке и в других неодномерных случаях течений.

Возникновение касательных напряжений, значительно превышающих
сдвиговую прочность металла, обусловливает развитие релаксационных
процессов, следствием которых является пластическое течение металла и
интенсивное уменьшение касательных напряжений до равновесного уров-

Рис. 2.13, Косая ударная волна в ме-
талле

ня, соответствующего сопротивлению
сдвига при реализуемой в данных усло-
виях нагружения скорости деформации.
Поведение металла описывается при
этом уравнениями состояния, которые
учитывают его вязкие свойства, характе-
ризующиеся динамическим коэффициен-
том вязкости.

При феноменологическом подходе к
процессу деформации за проявление вяз-
кости принимается любое изменение
сопротивления деформации при измене-
нии ее скорости, независимо от конкретной физической природы ответст-
венных за это механизмов. При этом коэффициент динамической вязкос-
ти определяется как частная производная сопротивления деформации по
ее скорости:

Мо =	, На = К ,	(2.24)

Эе Эу

а так называемый коэффициент динамичности, характеризующий скорост-
ную чувствительность сопротивления деформации, — как [113, 174]

к, =772--	(2.25)

81пе

Предложен ряд гипотез, на основании которых устанавливается связь
между напряжениями и деформациями и отражающих специфику идеаль-
ных сред, обладающих вязкими свойствами и эффектами последействия и
релаксации, обычно в виде [115, 174]:

Наиболее употребительным при анализе поведения металлических ма-
териалов в условиях высокоскоростной деформации (ё > 103 с-1) является
уравнение вязкопластического течения Шведова—Бингама [138]:

а-а0=цоё,	(2.26)

где о0 — так называемое напряжение трения [113, 134], не зависящее от
скорости деформации (см. выше).

Состояние металла на ударном фронте является существенно неуста-
новившимся. На переднем крае фронта он, будучи нагруженным далеко за
предел текучести, остается упругим [177] и лишь спустя определенное
время переходит в состояние, описываемое соотношениями Ренкина—Гю-
гонио (1.11)—(1.13). Феноменологически это явление описывается с по-
мощью модели задержки текучести [174—176], согласно которой предпо-
лагается, что на поверхности соударения происходит мгновенный скачок
упругих напряжений, т.е. начальная деформация всегда является упругой
[37]. Это максимальное напряжение быстро уменьшается со временем (ре-
лаксирует) в условиях весьма высоких скоростей деформации, вызванных
существенным превышением предела текучести. Одним из проявлений
этого является весьма быстрое затухание упругого предвестника [48, 177,
178 и др.]. В работах [73, 178] показано, в частности, что амплитуда упру-
гого предвестника в функции пройденного расстояния связана со скорос-
тью пластической деформации сдвига зависимостью

= _ь°у
дЬс с

4

(где Ь = у.„2

[177, 179]), из которой следует, что в условиях высокой ско-

рости деформации на фронте упруго пластической волны амплитуда пред-
вестника резко уменьшается на пути его распространения, составляющем
в ряде случаев доли миллиметра [179, 180].

Релаксационные процессы определяют толщину фронта УВ — протя-
женность зоны, в пределах которой успевает завершиться процесс релак-
сации касательных напряжений [41, 99, 146], составляющую от десятков
микрометров до нескольких миллиметров [146].

Скорость протекания этого процесса, т.е. скорость перехода произволь-
ного тензора напряжений в шаровой, определяется характерным для каж-
дого металла и условий нагружения временем релаксации, которое связано
с коэффициентом динамической вязкости соотношением

/Р=^-	(2.27)

* Е

и лежит для большинства металлов в субмикросекунд ном интервале дли-
тельностей. Источник Франка—Рида, например, начинает генерировать
петли дислокаций, спустя примерно 10'9 с при уровне приложенных нап-
ряжений сдвига порядка 5 • 10"3С? [102].

К этому времени пластическая деформация типичного металла станет
2-Ю'3, а средняя скорость деформации будет составлять около ЗЮ6 с-1.
По данным работ [48, 134], время релаксации касательных напряжений
оценивается примерно в 0,01...0,1 мкс, а в [109] — даже в 10"10...Ю"и с.

Предложено несколько механизмов релаксации напряжений, позво-
ляющих объяснить, каким образом она успевает произойти в чрезвычайно
узкой зоне волнового фронта [109, 164, 181 и др.], в том числе упругоплас-
тическая теория [181], предполагающая идеальную пластичность при дос-
тижении тд и не учитывающая упрочнение и зависимость тд от у, мо-
дель фронта из скользящих со сверхзвуковой скоростью дислокаций [98],
дислокационные модели [159, 182], в основу которых положено действие
высокоскоростных источников размножения дислокаций, двойникования,
реализация теоретической прочности кристаллической решетки (коллек-
тивное смещение атомов) [107] и некоторые др.

Нагружение металла УВ сопровождается такими высокими скоростя-
ми деформации, при которых становятся существенными эффекты вязко-
сти, а следовательно, зависимость сопротивления деформации от ее ско-
рости. Скорость деформации на фронте не слишком сильной У В
(о, <100 кбар) можно приближенно оценить [31], например, по крутизне
фронта упругого предвестника, если учесть, что в упругой области справе-
дливо выражение

Ё ~-------

у Х + 26'

(Экспериментальные зависимости оу = оу(1) получают обычно, измеряя
скорость свободной поверхности плит различной толщины, по которым
распространяется плоская УВ фиксированной интенсивности — см.
выше.)
В линейной аппроксимации системы упругого предвестника и пласти-
ческой волны средняя скорость деформации определяется [21, 31] так:

1

^Ё )	--------—

1 Х + 2С дг ’

где А/ — время нарастания давления в УВ до

В работах [99, 146] средняя скорость деформации оценивается по вре-
мени Ат, в течение которого на фронте УВ происходят превращения, обе-
спечивающие эквивалентную одноосную деформацию.

Из результатов, полученных в работах [183, 184 и др.], следует, что
средняя скорость деформации на фронте плоской УВ умеренной интенсив-
ности (порядка 100 кбар) в стали достигает 10* с"1. В более сильных УВ
скорость деформации еще выше, поскольку с ростом давления резко уме-
ньшается время, в течение которого давление увеличивается до максима-
льного значения. По оценкам М.А. Могилевского [146], для железа при
давлении в волне 500—750 кбар оно имеет порядок юЛ.ЛО^с, чему соот-
ветствует скорость деформации ё = 108 с-1. Скорость деформации в алю-
минии возрастает от 104 с-1 до 1,4 • 10я с"1 при увеличении давления на по-
рядок (от 9,5 до 90 кбар) [26]. Установленная путем металлографического
определения толщины плоского ударного фронта скорость деформации в
меди при давлении 220 кбар составляет примерно 107 с-1 [99].

При неодномерных волновых течениях вследствие увеличения девиа-
торной составляющей тензора напряжений, ответственной за релаксацию
напряжений, следует ожидать более высоких скоростей деформации, чем в
случае нагружения плоской УВ. В работе [172] на основании опытов по
исследованию откольной прочности при нагружении алюминиевых плас-
тин скользящей детонационной волной с давлением около 160 кбар ско-
рость деформации оценена в Ю^.ЛО7 с-1. На более высокие скорости де-
формации в косых УВ указывается также в работах [28, 41 и др.].

Проявление эффектов вязкого поведения металлов при высоких ско-

ростях деформации выражается в
резком отличии их прочностных и
деформационных характеристик в
этих условиях от статических, по-
лучаемых при скоростях деформа-
ции, не превышающих, как прави-
ло, 10-3 с-1. В табл. 2.2 приведены
значения динамического предела
текучести некоторых металлических
материалов, полученные при на-
гружении плоскими УВ разной ин-
тенсивности при скорости дефор-
мации порядка 105 с-1 [43].

Если на фронте УВ на напря-
жении текучести сказываются ГЛаВ-

Таблица 2.2. Динамические пределы те-
кучести

Материал	<Ъ*. кбар	°7. кбар	СТ, кбар	стд ат
Алюминиевый сплав Д16 закаленный	7,6	2,7	4,2	1,3
Сталь отожженная	11,6	2,9	7,55	2,6
Сталь 40Х отожженная	19,6	4,2	12,35	2,94
Технически чистое железо нормализо-	Н,5	2,2	7,2	3,27
ванное  Сталь СтЗ	13,6	2,1	8,6	4,1
Армко-железо	11,6	1,5	7,3	4,86
ным образом эффекты вязкости, то на процесс разгрузки значительное
влияние оказывают ударный нагрев и давление в волне [42, 183].

Предел текучести, соответствующий стадии разгрузки, может быть оп-
ределен, например, с помощью так называемого метода догоняющей раз-
грузки [16] на основании формул (1.50) и (1.51) для скоростей упругой и

„	се |3(1 - V)

пластической волн разгрузки, из которых следует — = . —---- .

ср У 1 + V

Пользуясь этим соотношением на основании экспериментально опре-
деленных Дог се и ср можно получить зависимость V = у(о/), а затем по фор-
муле (1.54) — значение динамического предела текучести при разгрузке У,
соответствующее данным условиям нагружения. Из опытных данных [24,
183 и др.] следует, например, что для алюминия, меди и железа отноше-
ние —при давлениях ударного сжатия 200...400 кбар составляет 1,15...

ср

1,23. В тех же работах установлено существенное влияние давления на ко-
эффициент Пуассона; так, для меди он увеличивается от 0,34 (с^» 0) до
0,4 (о, = 1,22 МПа), а при оу = 2,05 МПа медь плавится и V = 0,5.

В работе [150] путем измерения скорости свободной поверхности пли-
ты из алюминиевого сплава 2024 после удара пластин различной толщины
со скоростью порядка 1,9 км/с получена приближенная зависимость ди-
намического предела текучести при разгрузке от ударного сжатия в виде

У = 0,67 + 81Г1-^-|.	(2.28)

I "о/

В работах [24, 183] выполнены подобные исследования, которые поз-
волили, в частности, установить, что предел текучести алюминия возрас-
тает от 8,2 до 29 кбар при увеличении су от 100 до 680 кбар. Для железа
У= 11 кбар при оу = 1100 кбар, а при о>,= 1850 кбар он увеличивается до
27 кбар. Сравнивая эти данные с приведенными в табл. 2.2, можно видеть,
сколь значительно различаются пределы текучести металлов, соответству-
ющие различным условиям нагружения УВ. Лишь при о, ~ оуА динамичес-
кие пределы текучести, соответствующие стадиям нагрузки и разгрузки,
совпадают, т.е. У=од [31]. Следует, однако, отметить, что имеющиеся в
литературе данные, относящиеся к оценке скорости деформации в волнах
разгрузки, весьма противоречивы, что связано с методическими особен-
ностями экспериментов по ее определению. Таким образом, поведение
ударно-сжатого вещества на стадии как нагружения, так и разгрузки опре-
деляется динамическим сопротивлением деформации. Одним из наиболее
достоверных путей его изучения являются испытания материалов при одно-
осном напряженном состоянии со скоростями деформации, соответству-
ющими таковым при удар но-вол новом нагружении. В таких исследовани-
ях решается, в частности, задача определения динамических прочностных
характеристик, в том числе од, Цо, Ка, входящих в критериальные усло-
вия текучести (2.19) и уравнения состояния материала в области динами-
ческой пластичности (1.48), (1.49) и (2.17).
СВАРКА МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ

3.1.	ИСТОРИЧЕСКАЯ СПРАВКА
И ВОЗМОЖНОСТИ СВАРКИ ВЗРЫВОМ

Явление, которое теперь обозначается термином «сварка
взрывом» (СВ), наблюдалось, по-видимому, давно и не-
однократно, но воспринималось как помеха целенаправ-
ленным действиям при разрушении металлоконструкций
или как неповторимый случай. К сожалению, по этому
поводу имеются только устные свидетельства очевидцев.

В настоящее время сваркой взрывом принято назы-
вать явление прочного соединения двух или нескольких
металлических тел, происходящее при их соударениях.
Для большей части металлов и сплавов диапазон соответ-
ствующих скоростей соударения находится в пределах от
0,3 до 1,5 км/с. Очевидно, возможность реализации по-
добных скоростей — непременное условие сварки взрывом.
Поскольку, как будет показано далее, диапазон парамет-
ров соударения, обеспечивающих получение прочного
соединения, достаточно широк, наиболее естественным
представляется предположение, что СВ наблюдалась сра-
зу же вслед за началом широкого использования ВВ в
военных и мирных целях в середине прошлого века, а
также при взаимодействии металлических преград с пу-
лями и артиллерийскими снарядами. В одной из обзор-
ных работ Б. Кроссланда и Дж. Уильямса [186) указывае-
тся, что в годы первой мировой войны известны факты
случайного «прилипания» пуль или шрапнели к металли-
ческим преградам, однако конкретных данных об этом в
научно-технической литературе обнаружить не удалось.
Наиболее ранняя из известных публикаций о СВ относи-
тся к 1944 г. [187]. Это — письмо в редакцию некоего
Л. Карла из Буффало (США). (О других работах этого ав-
тора ничего не известно.) В работе [187] опубликована
фотография микро шлифа куска двух латунных дисков
диаметром 25,5 мм, толщиной 0,89 мм, сварившихся под
действием детонационного импульса в специальном уст-
ройстве, предназначенном, по-видимому, для исследова-
вания восприимчивости ВВ к передаче детонации. В заметке высказаны
разумные предположения о возможном относительном скольжении соеди-
няющихся поверхностей, которое, по мнению автора, должно способство-
вать нарушению непрерывности имеющихся поверхностных загрязнений,
необходимому для получения прочного соединения. К сожалению, эта за-
метка тогда не привлекла к себе внимания и была обнаружена лишь в се-
редине 60-х годов XX в.

Примерно в то же время, в 1944—1946 гг., СВ наблюдалась в работах
группы исследователей, занимавшихся изучением механизма действия ку-
мулятивных зарядов под руководством академика М.А. Лаврентьева. Один
из его учеников, Н.М. Сытый, получил монолитные медные стержни из
пучков медной проволоки, при взрыве намотанного на них детонирую-
щего шнура. В работах этой группы два конуса, вставленных друг в друга
соосно и размещенных в полости кумулятивного заряда, образовывали
биметаллические песты из стали и меди, в которых на поверхности соеди-
нения можно было отчетливо наблюдать волнообразование, заново откры-
тое лишь 10 лет спустя. К сожалению, результаты исследований группы
М.А. Лаврентьева по СВ не были своевременно опубликованы и не полу-
чили в то время дальнейшего развития.

В 1954 г. была опубликована заметка У. Аллена, Дж. Мэйпса и Г. Уил-
сона из США [188], в которой приведены результаты экспериментов по
пробиванию тонких свинцовых преград цилиндрическими снарядами с
плоским передним торцом. При определенных углах наклона снаряда к
поверхности преграды на торцах было зафиксировано образование регуляр-
ных волн. Авторы работы [188] сравнили критический угол, определяющий
границу волнообразования, с критическим углом, определяющим струеоб-
разование, исследованным в работе Дж. Уолша, 3. Шреффлера и Е. Уил-
лига из Лос-Аламоса [189], и обнаружили приблизительное совпадение
этих углов. Только случайность не позволила авторам [188] зафиксировать
СВ. Низкая прочность свинцовых мишеней привела к тому, что следы
свинца, по-видимому, оставшиеся на волнистой поверхности цилиндров,
не привлекли внимания исследователей. Исследование пробивания прег-
рад под различными углами было продолжено с 1956 г. в Стэнфордском
исследовательском институте [190]. В 1961 г. сотрудники этого института
Д. Давенпорт и Г. Дюваль [191] сообщили об исследованиях СВ, а А. Абра-
хамсон опубликовал в том же году первую теорию волнообразования [192].
В его работе приведены фотографии сварных соединений, полученных
методом, приводимым в работе [188], при соударении пуль с медными
преградами.

Одним из пионеров исследования СВ является Дж. Пирсон, опубли-
ковавший в 1958 г. сообщение о СВ, упоминание о котором содержится в
работе [190]. В 1959 г. он сделал сообщение о СВ на конференции по штам-
повке взрывом [193], в том же году появилось анонимное сообщение о СВ
в журнале «$1ееЬ [194], а в 1960 г. в «Зоигпа! оГ Ме1а15» [195] Дж. Пирсон
опубликовал схемы СВ и фотографии сварных соединений. Очевидно,
примерно в это же время исследования по СВ в концерне «Дюпон де Не-
мур» начали Г. Кован, Дж. Дуглас и А. Хольцман [196].
Рис. 3,1. Схема сварки взрывом по
В. Филипчуку:

1 — заряд ВВ; 2 — вода; 3 — сваривав*
мые пластины

В заметке [194] приведена также
схема СВ, предложенная В. Филипчуком,
которая запатентована им совместно с
Ф. Бойсом и Ле Роем в 1960 г. [197]. В
обзоре 1965 г. [198] В. Филипчук указы-
вает, что СВ он впервые случайно наб-
людал в 1957 г. при взрывной штамповке
листа в матрицу 0-образного сечения. В
эксперименте на площади в 1 кв. дюйм
была зафиксирована прочная сварка, и
таким образом родилась схема, показан-
ная на рис. 3.1. При этом использова-
лась передача импульса через воду, а
свариваемые поверхности предполагались
находящимися в непосредственном кон-
такте друг с другом. До настоящего вре-

мени нам не известны работы, посвященные детальному исследованию
этой схемы СВ. На основании общих соображений можно лишь утверж-
дать, что устойчивое получение прочных соединений по этой схеме опре-
деляется взаимодействием многих факторов, из которых основными яв-
ляются амплитуда и длительность приложенного импульса, а также ме-
ханические свойства, шероховатость и степень предварительной очистки
соединяемых поверхностей. При оптимальном сочетании этих факторов,
когда большая часть приложенной энергии будет израсходована на плас-
тическую деформацию шероховатостей и сближение чистых участков по-
верхностей на расстояния, достаточные для взаимодействия между крис-
таллическими решетками, можно получить прочное соединение на боль-
шей части поверхностей. Однако сложность и неустойчивость процесса,
очевидно, привели к тому, что схема СВ, предложенная В. Филипчуком,
до сих пор не получила сколько-нибудь значительного распространения.

В СССР систематические исследования СВ начались в Институте гид-
родинамики СО АН СССР в 1961 г., когда в одном из экспериментов по
упрочнению высокомарганцовистой стали группа исследователей в составе
Е.И. Биченкова, В.С. Седых, Ю.А. Тришина и А.А. Дерибаса получила и
исследовала соединение низкоуглеродистой и высокомарганцевой стали.
Результаты первых работ в этом направлении опубликованы в 1962—1963 гг.
[199]. Начиная с этого времени, исследования СВ велись в Институте гид-
родинамики систематически. Несколько позднее начались работы по СВ в
Волгоградском политехническом институте, ИЭС и в ряде других органи-
заций.

Это связано с тем, что в современном энергетическом, химическом,
металлургическом машиностроении и многих других отраслях машино-
строения непрерывно возрастает потребность в конструкционных матери-
алах с высокой стойкостью в коррозионных средах, в условиях кавитации,
абразивного износа и износа трением и т.д. в сочетании с высокими меха-
ническими свойствами. Эффективным способом получения заготовок и
деталей с такими свойствами является создание их в виде двух- или много-
Количество патентов

200

150

100

50
0

1962 1964 1966 1968 1970 1972 Год

Рис. 3.3. СВ композиционных и армиро-
ванных материалов:

1 — западные страны; 2 — СССР

Рис. 3.2. СВ биметалла:

1 — западные страны; 2 — СССР

слойных композиций, в которых основной, несущий слой выполняется из
недорогой углеродистой или низколегированной стали с заданным уров-
нем прочности, а наружный слой (или слои), взаимодействующий с рабо-
чей средой, — из высоколегированной стали, цветных металлов или спла-
вов на их основе. Большой интерес вызывает также особый вид СВ, исполь-
зуемый для изготовления и/или соединения готовых деталей и узлов — так
называемая конструкционная СВ.

Наиболее интенсивное развитие исследований и технологических раз-
работок в области СВ приходится на 60—70-е гг. XX в. На рис. 3.2—3.4
представлен темп развития соответствующих разновидностей СВ, который
оценивался по числу зарегистрированных патентов. В 1980 г. опубликован
библиографический указатель отечественной и зарубежной литературы за
1944—1979 гг. (Сварка взрывом. — Новосибирск: ИГ СО АН СССР, 1980.—
290 с.), содержащий краткие рефераты более 1100 публикаций по сварке

взрывом и смежным вопросам.

В металлургии и машиностроении как в отечественной, так и в зару-
бежной практике применяют ряд способов получения биметаллических
материалов и деталей. Важнейшие из них — электродуговая и элекгро-
шлаковая наплавка, заливка и пакетная прокатка, СВ. Каждый из этих спо-
собов имеет специфические преимущества и недостатки, определяющие

Рис. 3.4. Конструкционная СВ:
1 — западные страны; 2 — СССР

область его рационального примене-
ния. Так, электродуговая наплавка в
различных ее модификациях (ручная,
полуавтоматическая под флюсом или
в атмосфере защитных газов, автома-
тическая под флюсом, порошковой
проволокой и др.) различается уни-
версальностью в отношении формы
наплавляемой поверхности; позволя-
ет наносить покрытия из твердых
сплавов, не допускающих обработку
давлением. К недостаткам наплавки
относятся: высокая трудоемкость, зна-
чительные деформации; неточное со-
блюдение ее толщины, ведущее к пе-
рерасходу сварочных материалов; не-
достаточно ровная поверхность на-
плавки, часто требующая зачистки и шлифования; необходимость нанесе-
ния, как правило, нескольких слоев для подавления эффекта разбавления
металла наплавки основным металлом; значительная трудность, а часто
невозможность наплавки в тех случаях, когда между металлом наплавки и
основания возможно образование хрупких интерметаллидных прослоек.

При электрошлаковой наплавке заготовку (сляб) помещают в медный
кокиль так, чтобы между его стенкой и наплавляемой поверхностью обра-
зовался зазор, соответствующий толщине наплавляемого слоя. Этот зазор
заполняется электрошлаковой наплавкой. После освобождения наплав-
ленного сляба из кокиля его прокатывают на двухслойный лист. Этот спо-
соб производителен, но обладает существенным недостатком — из-за зна-
чительного проплавления основного металла, непостоянного по наплавля-
емой поверхности, состав, а также конечная толщина плакирующего слоя
после прокатки могут сильно колебаться.

Один из наиболее старых способов получения биметалла — это метод
заливки, при котором в изложницу помещают сляб из высоколегирован-
ной стали, а затем заливают конструкционную сталь. Полученный слиток
подвергают нормальному металлургическому переделу с прокаткой снача-
ла на блюминге, а затем на листопрокатном стане. Соединение слоев про-
исходит в основном во время пластической деформации при прокатке. В
связи с трудностью эффективной организации такого технологического
процесса в условиях обычных мартеновских цехов он малоперспективен
[200].

Для получения листовой двухслойной стали, обычно плакированной
хромистыми коррозионно-стойкими или аустенитными сталями, в метал-
лургии широко применяют пакетную прокатку. При этом способе на заго-
товку (сляб) из перлитной стали с хорошо обработанной поверхностью,
тщательно очищенной от окалины и покрытой тонким слоем никеля, ук-
ладывается плакирующий лист из высоколегированной стали. Прослойка
никеля предупреждает интенсивную диффузию углерода из основного
слоя в плакирующий с высоким содержанием хрома. Во избежание значи-
тельного изгиба раската из-за неравенства температурных коэффициентов
линейного расширения свариваемых материалов пакет обычно выполняют
четырехслойным, симметричным с разделительным покрытием, предупре-
ждающим сварку прилегающих плакирующих листов. По периметру паке-
та устанавливают планки, привариваемые герметичным швом к обеим за-
готовкам из перлитной стали. Это предупреждает попадание воздуха извне
в зону сварки и, как следствие, существенно уменьшает степень окисле-
ния соединяемых поверхностей в процессе нагрева под прокатку. Нагрев
такого пакета хотя и приводит к образованию тонкой пленки окислов на
поверхности высокохром истой стали, но эта хрупкая пленка дробится при
прокатке, обнажая ювенильные поверхности, между которыми в результа-
те значительной пластической деформации при высокой температуре об-
разуется прочное сварное соединение. Для его получения прокатка должна
проводиться с утонением в 5...7 раз, что в ряде случаев ограничивает воз-
можность получения методом пакетной прокатки двухслойной стали тол-
щиной более 30...40 мм. Иногда собранный пакет обжимают нагорячо под
прессом, что приводит к частичному образованию сварного соединения,
устраняющему опасность расслоения пакета при его последующей горячей
прокатке.

К недостаткам пакетной прокатки относятся: высокая трудоемкость
подготовительных операций; не всегда стабильная прочность соединения
(по техническим условиям на двухслойную, коррозионно-стойкую сталь
прочность соединения на срез не должна быть ниже 140... 150 МПа, в то
время как фактическая прочность хорошо выполненного соединения при
таком испытании обычно превышает 250 МПа). Прочность соединения
при пакетной прокатке может быть повышена (до 300...350 МПа) введени-
ем в герметизированную полость собранного пакета материалов — гетте-
ров, активно связывающих кислород и азот воздуха в этой области и иск-
лючающих окисление соединяемых листов. При этом технологический
процесс усложняется. Важное достоинство пакетной прокатки — возмож-
ность выполнения вспомогательных операций вне основных металлургичес-
ких цехов, а прокатки — в нормальных условиях работы прокатных цехов.

В мировой практике для получения биметаллических и многослойных
материалов все шире применяется СВ. Разработке и внедрению техноло-
гии плакирования взрывом в отечественной промышленности способство-
вали исследования многих научно-исследовательских институтов, высших
учебных заведений и заводов. Из зарубежных фирм, проводящих работы
по СВ, наиболее известны «Дюпон» и «Детаклед» (США), «Крупп» и
«Эдельштальверке» (ФРГ), «Асахи касей коче» и «Фуркава» (Япония),
«Нобельметалл» (Швеция) и др. [200].

Существенная особенность плакирования взрывом состоит в возмож-
ности соединения между собой металлов, сварка которых другими спосо-
бами сложна или практически исключена. Это относится, в частности, к
металлам и сплавам, образующим очень твердые и хрупкие интерметалли-
ды, например, стали с алюминием или титаном. СВ позволяет получать
биметаллические (или многослойные) материалы практически любой ком-
позиции [201] при условии достаточной их пластичности для прохождения
процесса плакирования, связанного со значительными деформациями, без
повреждения слоев.

Известны два способа плакирования взрывом: металлургический, при
котором плакированный сляб (брама, сутунка или толстый лист) прокаты-
вается с получением биметаллического листа заданной толщины, и непос-
редственное плакирование взрывом, при котором заготовка или деталь
используется в изделии без последующей прокатки. Следует отметить, что
в отличие от пакетной прокатки при СВ соединение слоев происходит уже
во время плакирования, в связи с чем резко уменьшается необходимая
степень пластической деформации при прокатке. Это снижает ограниче-
ния по максимальной толщине получаемых двухслойных листов.

Способ непосредственного плакирования, во всяком случае для полу-
чения двухслойной стали, намного универсальнее металлургического. Он
позволяет наряду с листами (слябами, брамами) плакировать плоские и
пространственные, катаные, кованые и литые заготовки переменной тол-
щины и сложной формы по всей поверхности или по ее части. При этом
толщина основного слоя не ограничивается: по существу, с ее увеличени-
ем процесс плакирования облегчается. Толщина плакирующего слоя не
связана с толщиной основного металла и может быть минимально допус-
тимой по условиям эксплуатации объекта, изготовляемого из двухслойной
стали. Следует подчеркнуть, что по сравнению с наплавкой резко сокра-
щается необходимая номинальная толщина защитного слоя (вследствие ее
гарантированного размера при плакировании взрывом). При этом практи-
чески исключается правка изделия, а также шлифование плакирующего
слоя, наружная поверхность которого после воздействия взрыва сущест-
венно не изменяется. Положительным экономическим фактором является
и то, что листовая сталь, применяемая для плакирования, в 2...3 раза де-
шевле более легированной тонкой проволоки или ленты, используемых
для наплавки. Все это приводит к тому, что листовая конструкционная
сталь (8] = 70... 100 мм), плакированная взрывом листами стали 08X18Н ЮТ
(8( = 3...4 мм), почти вдвое дешевле аналогичной стали с наплавкой. С
уменьшением толщины основного листа (8! < 50 мм) экономические пре-
имущества непосредственного плакирования уменьшаются, так как растет
удельная площадь плакируемой поверхности на единицу массы получен-
ного биметалла. В связи с этим в случае использования в конструкциях
листов из двухслойной стали небольшой толщины там, где это конструк-
тивно возможно, целесообразнее применять биметалл, полученный методом
пакетной прокатки или сваренный взрывом с последующей прокаткой.

В отечественном машиностроении накоплен значительный опыт непо-
средственного плакирования взрывом с исследованием служебных свойств
получаемых биметаллических заготовок и деталей. В частности, освоено
плакирование больших листов толщиной 70... 100 мм, площадью до 16,5 м2
для толстостенных сосудов давления ответственного назначения [202] со
сплошностью соединения, приближающейся к 100 %-ной при отличном
качестве поверхности плакирующего слоя и незначительных сварочных де-
формациях. Горячая гибка и штамповка таких листов не вызывает повреж-
дений плакирующего слоя и его соединения с листом основания.

Технология плакирования взрывом деталей со сложной криволиней-
ной поверхностью была впервые разработана и успешно внедрена на Ле-
нинградском металлическом заводе при изготовлении рабочих колес ради-
ально-осевых турбин для Красноярской ГЭС [203]. Лопасти этих колес,
отлитые из низколегированной стали, плакировали листами из стали
08Х18Н10Т (8, ~ 3 мм) на участках площадью около 5,5 м2, подверженных
наиболее интенсивной кавитации. Плакирование на специальной опоре из
металлической дроби резко снизило сварочные деформации лопасти; они
оказались в несколько раз меньшими, чем при наплавке ленточным элек-
тродом под флюсом по ранее принятой технологии. Вследствие этого была
практически исключена операция правки лопастей. Получение гладкой и
чистой поверхности плакирующего слоя исключило необходимость трудо-
емкого шлифования, что позволило сохранить повсеместно его номиналь-
ную толшину и обеспечило высокие эксплуатационные показатели лопас-
ти. Стойкость против кавитации лопастей, плакированных взрывом, ока-
залась выше, чем наплавленных; соответственно увеличился межремонт-
ный период работы колес. Плакирование лопастей взрывом вместо их на-
плавки существенно снизило себестоимость колес.

Плакирование взрывом очень эффективно при изготовлении трубных
досок теплообменных аппаратов [204]. Оно позволяет изготовить корпус
сосуда, включая несущий слой трубной доски, из недорогой конструкци-
онной стали, а трубную часть нз высоколегированной стали или сплава с
приваркой труб герметичными швами к плакирующему слою трубной дос-
ки, выполненному из материала труб. В зависимости от диаметра и тол-
щины трубная доска может быть изготовлена из биметаллических листов
(прн большой толщине, полученных методом непосредственного плакиро-
вания, а при малой — из биметалла, поставляемого металлургическими
заводами) при необходимости сваренных встык или получена плакирова-
нием кованого диска заданных размеров. Первым способом на Уральском
турбомоторном заводе им. К.Е. Ворошилова были изготовлены трубные
доски толщиной 120 мм для сетевых подогревателей теплофикационных
турбин мощностью 250 МВт; вторым способом на Уральском заводе хи-
мического машиностроения — кованые диски из низколегированной ста-
ли повышенной прочности массой более 45 т, толщиной около 450 мм,
плакированные аустенитной сталью (8( = 6 мм) [202]. Несмотря на трудно-
сти, связанные в основном с транспортными и такелажными операциями
при ведении работ по плакированию в полевых условиях, а также влиянием
неблагоприятных погодных условий, замена наплавки СВ дала значитель-
ный экономический эффект как из-за уменьшения расхода и удешевления
высоколегированной стали плакирующего слоя, так и в результате сниже-
ния трудоемкости и улучшения условий труда (наплавка проводилась в
несколько слоев с подогревом заготовки до 300...350 °С). Приведенные
данные показывают, что непосредственное плакирование взрывом, осо-
бенно при большой толщине основного слоя, является высокорентабель-
ным процессом. Отметим, что плакирование взрывом тяжелых трубных
досок нашло широкое применение и за рубежом [200]. Такое плакирова-
ние применяется в производстве биметаллических трубных заготовок, а
также в других отраслях металлообработки, непосредственно не связанных
с машиностроением.

3.2.	ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ
И ВЗРЫВЧАТЫЕ ВЕЩЕСТВА ДЛЯ СВАРКИ ВЗРЫВОМ

Несмотря на почти мгновенное протекание СВ (продолжи-
тельность порядка 10"6 с) в области соударения успевают произойти процес-
сы, необходимые для образования новых атомных связей н прочного соеди-
нения металлов. Эти процессы можно регулировать путем изменения параме-
тров соударения пластин и подбором соответствующих ВВ.

Существуют две основные технологические схемы СВ: с расположени-
ем пластин под некоторым углом а (рис. 3.5, а) и с параллельным их рас-
положением (рис. 3.5, б). При детонации слоя ВВ, под действием высо-
кого давления расширяющихся продуктов взрыва, участки метаемой плас-
тины последовательно приобретают скорость Ио порядка нескольких сотен
Рис. 3.5. Принципиальные (а — угловая, б — параллельная) схемы СВ:

/ — детонатор; 2 — заряд ВВ; 3 — метаемая пластина; 4 — неподвижная пластина; 5 — основание
(опора)

метров в секунду, поворачиваются относительно своего первоначального
положения и соударяются с неподвижной пластиной под определенным
углом соударения -у . При этом точка контакта К перемещается вдоль по-
верхности неподвижной пластины со скоростью Ук. Вследствие высоких
скоростей соударения в зоне контакта развивается высокое давление, про-
исходит очистка соединяемых поверхностей, их активация и образование
соединения. Граница раздела между соединенными пластинами имеет
типичную для СВ волнообразную форму, однако встречаются соединения
и без волнообразования.

Физические явления, происходящие при СВ, структура и свойства со-
единений зависят от свойств свариваемых материалов и параметров про-
цесса, которые можно разделить на кинематические и физические (дина-
мические) параметры. К кинематическим параметрам принадлежат: Уо —
скорость метаемой пластины, р — угол поворота метаемой пластины, у —
угол соударения, Ук — скорость движения точки контакта. К физическим
(динамическим) параметрам относятся: р — давление соударения, I —
длительность соударения, Г—температура в зоне соударения. Эти пара-
метры, в свою очередь, определяются конструктивными характеристиками
взрывного устройства, физико-механическими, теплофизическими и энер-
гетическими свойствами используемых материалов и начальными (техно-
логическими) параметрами процесса:

1)	характеристики заряда ВВ: 1)— скорость детонации, р0— плотность
заряда, к — показатель политропы продуктов детонации, т0 — масса заря-
да ВВ, 80 — толщина слоя ВВ; р0 — его плотность;

2)	свойства свариваемых металлов: физико-механические характерис-
тики свариваемых материалов (прочность, твердость, вязкость), теплофи-
зические (теплоемкость, теплопроводность, температура плавления) мик-
рорельеф свариваемых поверхностей, начальная температура, ударные ади-
абаты свариваемых материалов и др.;

8 - 5-1832
3)	коэффициент нагрузки г (безразмерный параметр): г = гп0 / гп} =
= р050 /р^!,где	соответственно плотность материала и толщина

метаемой пластины;

4)	сварочный зазор А — начальное расстояние между пластинами
(обычно А = (1...2)51), а — начальный угол между пластинами.

С увеличением зазора скорость соударения пластин возрастает, поэто-
му прочность сварного соединения металлов сначала повышается до опре-
деленного предела, а затем начинает снижаться при появлении дефектов в
сварном шве вследствие избыточной энергии соударения. Чтобы обеспе-
чить высокую и стабильную прочность соединения, необходимо выдержать
равномерную по всей поверхности свариваемых листов плотность заряда
ВВ и оптимальный для данного сочетания металлов размер начального
зазора.

Площадь метаемой пластины, как правило, больше площади основной
пластины. Нависание метаемой пластины над основной необходимо для то-
го, чтобы уменьшить влияние эффекта бокового разлета продуктов взрыва
при детонации плоского заряда ВВ, однако этот прием не всегда устраняет
расслоение по периметру биметаллических пластин, называемое краевым
неприваром.

В начале соударения вблизи точки инициирования заряда ВВ соеди-
нение свариваемых пластин также может быть некачественным. Этот учас-
ток принято называть начальным неприваром.

Ддя лучшего понимания дальнейшего напомним общие положения, от-
носящиеся к детонации ВВ. Согласно гидродинамической теории детона-
ции [15], возбуждение химической реакции в объеме ВВ осуществляется
УВ, а постоянство ее интенсивности и стационарность всего детонационно-
го процесса поддерживаются за счет энергии химической реакции за фрон-
том УВ. Упрощенно детонационная волна состоит из трех зон: УВ, зоны
химической реакции и зоны конечных продуктов детонации (ПД). Устойчи-
вый режим детонации возможен, как уже отмечалось, лишь при соблюде-
нии условия Чепмена—Жуге, когда за зоной химической реакции реализует-
ся такое состояние ее продуктов, при котором скорость детонационной вол-
ны относительно ПД равна скорости звука. Давление (р), массовая скорость
(«) и плотность (р) газов, являющихся параметрами детонационной волны,
в состоянии Чепмена—Жуге могут быть вычислены из основных уравнений

„	р2)2	2) Ро(^ + 1) п

газовой динамики [31]: р - -7-—?, и =	? , р =	, где Д — ско-

к+1	к+1	к

рость детонации, равная скорости перемещения УВ в зоне реакции; р0 —
плотность ВВ; к — показатель адиабаты продуктов взрыва.

В работе [31] для общей характеристики процесса расширения ПД и
приближенного расчета параметров детонационной волны авторы предлага-
ют во всем интервале плотностей ВВ использовать уравнение адиабаты рУк =
=соп81, принимая к - 3. Таким образом, основными параметрами, опреде-
ляющими свойства ВВ, является его плотность и скорость детонации.

Из теории конденсированных ВВ известно, что скорость 2) существен-
но зависит от природы и состава ВВ, его плотности, размера заряда и
частиц, а также оболочки заряда.
СВ выдвигает ряд специфических требований к ВВ.

1.	Скорость детонации должна быть меньше скорости звука в соеди-
няемых металлах с0 и находиться в диапазоне от 1500 м/с до с0.

2.	В плоских зарядах В В большой плошади и малой толщины должна
быть обеспечена необходимая стабильность детонации.

3.	ВВ должны быть максимально безопасными в обращении, недоро-
гими и сохранять стабильность свойств в течение определенного времени,
установленного для промышленных ВВ.

Этим требованиям соответствуют смесевые порошкообразные ВВ на ос-
нове тротила (ТНТ) и аммиачной селитры МН4МОЭ, а также ВВ на основе
порошкообразных ТНТ, МН4ЪЮ3 и поваренной соли МаС1 [5]. Скорость
детонации этих В В также существенно зависит от высоты и формы зарядов,
насыпного веса, химического и гранулометрического состава смеси и т. д.
Имеющиеся в литературе данные относятся, как правило, к исследованию
детонации сосредоточенных или цилиндрических зарядов ВВ стандартного
состава и ограниченно применимы к зарядам, реализуемым при СВ.

-I Проведенными исследованиями установлено, что в идеализированном
случае, когда можно пренебречь потерями энергии в зоне химической реа-
кции за счет теплоотдачи или частичного разлета еше полностью непроре-
агированных компонентов, теория детонации позволяет рассчитать скоро-
сть детонации в зависимости от теплоты взрыва ^а и начальной плотности
р0. Указанный случай реализуется при детонации зарядов ВВ, размеры ко-
торых превышают ширину зоны химической реакции Ь. Если размер заря-
да меньше значения Ь, то волна разрежения проникает в зону реакции и
расширение ПД начнется раньше, чем завершится реакция, а из-за потери
энергии произойдет понижение давления и скорости детонации. При даль-
нейшем уменьшении размера заряда потери энергии возрастают, а скоро-
сть детонации понижается, пока при некотором критическом размере заря-
да <4р не произойдет полное затухание детонации.

Однородные ВВ (гексоген, ТНТ, ТЭН) имеют небольшие критические
(0,5...3,0 мм) и предельные размеры заряда <4р. С повышением степени ди-
сперсности частиц однородных ВВ и увеличением начальной плотности
Дф и Дф становятся еще меньше [5]. Например, у гексогена при р0 = 0,95 г/см3
Дф = 1,2 мм, а при р0 = 1,6 г/см3 <7кр = 0,5 мм.

Более сложный характер изменения <4р и Д.р наблюдается у смесевых
ВВ. Смеси тротила с аммиачной селитрой имеют большие значения
которые в зависимости от процентного содержания селитры изменяются в
больших пределах.

Для одного и того же состава В В продолжительность химической реак-
ции, ее ширина, предельные размеры заряда значительно изменяются в
зависимости от плотности и формы заряда, оболочки и степени измель-
чения ВВ [205].

При СВ широко применяются плоские заряды смесей аммонита № 6 с
аммиачной селитрой разного химического и гранулометрического состава
высотой от 10 до 150...200 мм. Скорость детонации этих зарядов зависит
от их высоты, состава и степени измельчения компонентов. Подробное ис-
8*
следование этого вопроса содержится в работах [206—208], в которых
при постоянном составе смеси аммиачной селитры (80 %) и тротила
(20 %) изучалось влияние размера частиц аммиачной селитры на параме-
тры детонации.

В случае большой высоты заряда ВВ необходимо учитывать краевые
эффекты, так как волны разгрузки со стороны боковых граней заряда мо-
гут изменить параметры детонации. Кроме того, боковой разлет продуктов
взрыва существенно зависит от угла подхода детонационного фронта к бо-
ковой грани заряда. В силу указанных причин может существенно изме-
ниться режим полета краев метаемой пластины, в результате чего могут
образоваться краевые непрнвары.

3.3.	ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА СВАРКИ ВЗРЫВОМ

Сваркой взрывом можно получать соединения из разнооб-
разных металлов и сплавов, что является одним из главных ее достоинств.
Номенклатура металлов, сваренных взрывом, достаточно велика (около 100
сочетаний) и постоянно расширяется. В табл. 3.1 приведены данные о ком-
бинациях некоторых свариваемых взрывом сочетаний металлов и сплавов.

Высокие давления и скорости деформации, чрезвычайно интенсивный
локальный нагрев и быстрый теплоотвод в зоне соединения значительно вли-
яют на структуру металлов и происходящие в них процессы. В настоящее
время накоплен большой фактический материал, который позволяет достато-
чно полно охарактеризовать свойства соединений различных металлов.

Независимо от вида свариваемых металлов следует различать три типа
соединений, получаемых при различных значениях основных параметров
процесса. Первый из них (рис. 3.6, а) характеризуется прямой или синусо-
идальной границей раздела без образования участков литой или кристал-
лизационной структуры. Этот тип соединений характерен для не очень
высоких скоростей соударения и напоминает соединения, полученные хо-
лодной сваркой.

Наиболее распространен второй тип соединений с ярко выраженным
волнообразованием и наличием вихревых зон (рис. 3.6, б). В этих зонах
обычно наблюдаются участки закристаллизовавшегося расплава с дендрит-
ной структурой и усадочными трещинами, рыхлостями и пустотами. При
соединении разнородных металлов в вихревых зонах происходит переме-
шивание металлов.

При форсированных режимах (увеличение Ук и у) зоны расплавов рас-
ширяются до образования непрерывного слоя вдоль всей границы контак-
тирования. Соединения с непрерывным слоем расплава относятся к третье-
му типу (рис. 3.6, в).

Общим свойством всех соединений, полученных СВ, является замет-
ное упрочнение металлов вблизи контактных поверхностей. Упрочнение
материала в приконтактных областях вызвано действием высоких давле-
ний, значительными деформациями в зоне волнообразования или фазовы-
ми и химическими превращениями. При сварке разнородных металлов в зо-
не перемешивания металлов обычно наблюдается существенное повышение
№ п/п	Материал
	Сталь
1	иизкоуглероднстая
2	среднеуглеродистая
3	низколегированная
4	легированная
5	нержавеющая, ферритная
6	нержавеющая, аустенитная
7	Гадфилда
8	Алюминий и сплавы
9	Медь
10	Латунь
11	Сплавы Си—М
12	Бронза
13	Никель н сплавы
14	Титан и сплавы
15	Цирконий и сплавы
16	Тантал
17	Сплавы золота
18	Серебро н сплавы
19	Платина
20	Молибден
21	Магний
22	Нихромы
23	Вольфрам
24	Ниобий и сплавы
25	Сплавы палладия
26	Цинк

Номер материала
Рис. 3.6. Основные типы соединений при СВ:

а — синусоидальный; б — волнообразный (с «усами»); в — с
непрерывным слоем расплава

твердости. В прилегающих к этим зонам уча-
стках часто можно зафиксировать уменьше-
ние твердости, которое связывается с рекрис-
таллизацией под действием высоких темпе-
ратур и больших деформаций. Существенное
снижение твердости может быть в местах ло-
кализации расплавов при сварке и однород-
ных металлов.

Следствием значительного упрочнения ме-
таллов является некоторое повышение преде-
ла прочности сварных соединений при испы-
тании на статическое растяжение. Разруше-
ние таких образцов обычно происходит по
менее прочному металлу на некотором рас-
стоянии от зоны соединения.

Необходимо также учитывать, что значи-
тельное упрочнение металлов в зоне соеди-
нения способствует повышению хрупкости и
снижению их ударной вязкости. При СВ мо-
гут появиться остаточные напряжения растяжения как в зоне соединения,
так и на поверхности плакирующего слоя небольшой толщины за счет не-
равномерной деформации по его сечению в момент соударения. Это может
существенно снизить усталостную прочность биметалла. Действие таких
отрицательных явлений удается заметно снизить с помощью термической
обработки изделий после сварки.

Все полученные СВ соединения можно разделить на две основные груп-
пы: соединения с промежуточным слоем переменного состава и соедине-
ния, имеющие в зоне контакта новые фазы [4].

К первой группе относятся сочетания: медь + сталь, обладающие незна-
чительной взаимной растворимостью; серебро + сталь, практически нерас-
творимые в твердом состоянии; свинец + сталь, молибден + медь, вольф-
рам + медь, нерастворимые даже в жидком состоянии, а также пары не-
ржавеющая сталь + углеродистая сталь, никель + сталь, никель + медь,
ниобий + титан и др., образующие твердые растворы. Промежуточный слой
в этих соединениях имеет изменяющийся состав, который существенно
зависит от режима сварки.

Ко второй группе принадлежат сочетания металлов, образующих при
взаимодействии новые химические соединения: алюминий + сталь, ти-
тан + сталь, ниобий + сталь, цирконий + сталь и др. При СВ этих метал-
лов в зоне контакта возможно образование хрупких фаз (второй и тре-
тий типы соединений см, рис. 3.6), что значительно влияет на прочность
сварных соединений. Максимальную прочность имеют соединения первого
типа. Соединения третьего типа с непрерывным слоем расплавов в зоне
контакта (рис. 3.6,в) имеют низкую прочность и часто разрушаются
уже на заключительной стадии процесса соударения. Поэтому парамет-
ры режима сварки, при которых возможно образование прочного соедине-
ния, для этой группы имеют более ограниченный диапазон по сравнению
с первой группой.

При исследовании зоны соединения металлов необходимо учитывать,
что вблизи поверхности раздела возникают различного вида неоднороднос-
ти [214]. Различают следующие основные виды неоднородности:

а)	структурную, связанную с образованием макро- и микропустот,
неметаллических включений, упрочненной и рекристаллизованной зон и
т.д.;

б)	химическую, связанную с образованием оплавленных участков но-
вых фаз вблизи поверхности контакта и т.д.;

в)	механическую, обусловленную образованием в зоне соединения участ-
ков, имеющих различное структурное строение и состав.

Необходимо учитывать также неоднородность, вызванную масштабным
фактором соединяемых материалов, а также последующим нагревом биме-
таллических соединений. Подробные исследования этих неоднородностей
должны проводиться в каждом конкретном случае. Подробные данные по
этому вопросу содержатся, например, в работах [214, 215].

Физические явления, сопутствующие СВ, в значительной степени за-
висят от значений основных параметров высокоскоростного соударения. К
ним относятся кинематические (скорость метаемой пластины Ио, угол
соударения у, скорость точки контакта Ук) и физические (давление, дли-
тельность соударения, температура и т. д.) параметры.

Параметры ВВ. Качество соединения разнородных металлов обуслов-
ливается предельной скоростью детонации I), начальной плотностью ВВ
р0, размерами заряда, длиной и температурой зоны реакции и др.

Если принять продукты взрыва за политропический газ, то уравнение
политропы имеет вид р = 2? р*, где к — показатель политропы; В' — кон-
станта, которая может быть определена, если известны параметры
кк й2
детонации в точке Чепмена—Жуге; В' = —т-т---т-г.

Ро Ч* + 0

Параметры соударяющихся тел. При распространении детонационной
волны развиваются давления порядка 105атм и напряжения, возникающие
в материале метаемой пластины, намного превышают его прочность. Это
позволяет в большинстве случаев исключить из начальных условий пара-
метры, характеризующие прочностные свойства. При исследовании про-
цесса соударения и его основных физических параметров необходимо
учитывать сжимаемость, прочностные и теплофизические свойства мате-
риалов соударяющихся тел.

Для описания различных конфигураций течения при высокоскорост-
ном соударении используются эмпирические уравнения состояния метал-
лов в виде [31]:
для метаемого тела

р = 4[(р/р1Г1 -11,	(3.1)

для неподвижного тела

Р = 4[(р/р2Г -11,	(3.2)

где Л, и А2 — постоянные размерности давления; л( и л3 — безразмерные
константы; р; и р2 — плотность метаемого и неподвижного тела соответ-
ственно.

Параметры, определяющие взаимное расположение пластин. В случае
соударения пластин исходное расположение тел определяется минималь-
ным начальным расстоянием между метаемой пластиной и неподвижной
Ло и начальным углом между пластинами а.

Скорость движения метаемой пластины. При исследовании процесса
метания пластин с помощью ВВ основная задача сводится к определению
значения и направления скорости движения метаемой пластины.

В реальных условиях СВ нашли применение схемы метания, в кото-
рых детонационная волна движется вдоль поверхности метаемого тела. В
этом случае газодинамическая задача о расчете движения пластины являе-
тся трехмерной и нестационарной. Исключив из рассмотрения влияние
бокового разлета продуктов взрыва, можно искать решения двумерной
стационарной задачи. Если дополнительно учесть, что в процессе движе-
ния показатель адиабаты продуктов взрыва изменяется и при использова-
нии порошкообразных смесевых ВВ ширина зоны химической реакции
соизмерима с толщиной заряда ВВ, то станет очевидным сложность мате-
матической задачи в ее обшей постановке.

Рассмотрим геометрическую картину полета метаемой пластины в
некоторый момент времени (рис. 3.7) [28, 29].

До метания пластина расположена под углом а к оси х. Здесь АО —
детонационная волна, двигающаяся вдоль пластины со скоростью О в
точку В, а масштаб изображения выбран так, что ОВ - В. Поскольку в
точке О происходит изгиб пластины, то угол у будет больше начального
угла а. Если перейти к системе координат, связанной с детонационной
волной, то в ней будет происходить набегание пластины на точку О со
скоростью детонации В. Так как про-
дукты взрыва оказывают силовое воз-
действие всегда перпендикулярно к
поверхности пластины, то можно счи-
тать, что в точке О изменится только
направление скорости движения, а
значение ее останется без изменения.
Эти рассуждения будут правомер-
ными, если допустить отсутствие сил,
действующих вдоль пластины. Для это-
го достаточно, чтобы давление про-

Рис. 3.7. Геометрическая схема полета
метаемой пластины в некоторый момент
дуктов взрыва намного превышало динамическую прочность материала
пластины.

Скорость пластины в неподвижной системе координат изображена от-
резком ОВ = I) до изгиба в точке О и отрезком 5/г|| ОС после изгиба. По
доказанному ОВ = ВГ - О. Скорость пластины в неподвижной системе
координат равна геометрической сумме ее скорости в подвижной сис-
теме ВР и скорости самой системы ОВ. В данном случае скорость Ио оп-
ределяется вектором ОР = ВГ + ОВ, направленным по биссектрисе угла
СОВ= 180° - 0.

Легко доказать, что

в = и0СО5у-а

8Ш у - а

(3.3)

у=а+0-а+2 агсзш / 22)

Таким образом, скорость метаемой пластины определяется при извест-
ной скорости Б углом поворота 0, а ее направление совпадает с биссек-
трисой угла поворота.

Полуэмпирическая формула для определения угла поворота пластины
в зависимости от коэффициента нагрузки г и смещения пластины у по
нормали к ее исходному положению получена на основании анализа ре-
зультатов экспериментов и двумерных расчетов [28]:

1к +1 _ _______0,5лг______

и-1 ” г+ 2,71+0,184г1 ‘

Для насыпного гексогена Аг = 2,8 и формула принимает вид

0,712г

Р г + 2,71 + 0,184у-‘ '

Для аммонита №6 ЖВ к = 2,5 и формулу запишем так:

0,832г

Р г + 2,71 +0.184У-1 '

Для смеси аммонита № 6ЖВ с аммиачной селитрой в пропорции
50/50 к = 2,2 и формула принимает вид

н _	0,992г

Р г + 2,71 + 0,184у' *

Необходимо подчеркнуть, что в этих зависимостях у — безразмерное
смещение пластины, измеренное в толщинах заряда В В 50.

При определении скорости точки контакта Ук необходимо учесть, что
в реальном случае метаемая пластина перестает быть плоской в процессе
полета, а линия контакта представляет собой выпуклую кривую. Если рас-
Рис. 3.8. Газодинамическая схема течения движения
пластины в процессе детонации заряда ВВ:

СИ — движение детонационной волны; АС — движение
пластины; АР— отраженная УВ; ОЕ — граница газа (ПД)

сматривать двумерную картину соударения,
можно ввести понятие о точке контакта,
двигающейся со скоростью И* = СЕ (см.
рис. 3.7) вдоль поверхности пластины, ко-
торую можно определить из выражения
сокР/2 = р 51п(у- а)	р 4)

К1П у	К1П у

Ясно, что при а - 0, т.е. при параллельном расположении пластин,
скорость точки контакта равна скорости детонации ВВ.

В целом ряде случаев процесс соударения удобно анализировать в сис-
теме координат, связанной с точкой контакта. В этой системе любая точка
неподвижной пластины приближается к началу координат со скоростью
У2 = а метаемой пластины — И, = ОС.

Ух =

сок у + а / 2 _ ып(у - а) сок у + а / 2

сок у - а / 2 кт у	сок у - а / 2

(3.5)

Из формулы (3.4) следует, что скорость точки контакта может быть
определена путем измерения угла поворота пластины в процессе метания
при заданной величине 2).

Скорость метаиия пластины. В первом приближении для оценки скоро-
сти метания можно использовать одномерную газодинамическую модель.
Такая газодинамическая задача о метании пластины плоской детонацион-
ной волной, падающей нормально к поверхности пластины, рассмотрена в
работах [7, 28, 37].

Пусть в момент времени т = 0 плоская детонационная волна начина-
ет двигаться от свободной поверхности заряда по направлению к метае-
мой пластине. Газодинамическая схема течения продуктов взрыва и
движения пластины для этого случая представлена на рис. 3.8.

В области / находится недетонировавшее ВВ, в области // течение
определяется центрированной волной разрежения и в области /// сущест-
вует зона взаимодействия центрированной волны разрежения с отражен-
ной от пластины У В.

В случае, когда показатель адиабаты продуктов взрыва к - 3, уравне-
ния газовой динамики допускают простое аналитическое решение, при-
веденное в работах [7, 31, 37]:	___________________

„	71 +32/27 г -1	Ро^о .‘3,2

К / П = \	1	---,	(3.6)	—II _______________

71 + 32/27 г + 1	х

г — отношение массы ВВ к массе ме- 2,9, Модель мгновенной детона-
таемой пластины.	ции заряда ВВ
Физическую сущность метания пластины в условиях СВ можно сопо-
ставить со схемой мгновенной детонации, в которой рассматривается од-
номерное движение малого элемента пластины в результате мгновенной
детонации соответствующего элемента заряда. Наиболее простую модель
метания для случая мгновенной детонации предложил Р. Гарни [36].

Пусть заряд ВВ занимает отрезок оси х от 0 до 30, а слева и справа
находятся несжимаемые тела с плотностями р] и р, и толщиной 32 и 5,
(рис. 3.9). Схема Гарни предполагает, что:

1)	детонация происходит мгновенно, и плотность ВВ остается равной
р0;

2)	разлет продуктов взрыва происходит только в направлении оси х;

3)	метаемые тела мгновенно приобретают скорости У{ и И2;

4)	в продуктах взрыва распределение скоростей линейно.

Линейное распределение скорости вдоль оси х в данном случае опре-
деляется уравнением

И(х) = -И2+х(И1+И2)30-1.	(3.7)

Закон сохранения импульса движения имеет вид

р.З/, - р232И2 + |И(х)Л = 0.	(3.8)

о

После интегрирования (3.8) и введения обозначений

Л =Ро5о/Р|5|> г2 = Ро$о/Рг$2	(3.9)

получим следующее соотношение:

И _ Г;(гг + 2>/

И2 (П + 2) *

Закон сохранения энергии имеет вид

рДЛ = РЛ V] /2 + р,8, Г,’ /2 + р0	,

О 1

где Ео — энергия единицы массы.

Проинтегрировав (3.11) с учетом (3.7) и (3.9), получим

6Ей =	- У{У2.

I л ) I >2 ;

(3.10)

(3.11)

(3.12)

Решение уравнений (3.10) и (3.12) позволяет определить искомые ско-

рости:	К2 = Ей		г,	(3.13)  3 + г( +(г, +2г2 +6)г2 (г( + 2)/г{(г2 + 2)2

V ~	+ 2)

2 П<г2 + 2)
В рассматриваемом случае метается одно тело, т. е. р232 = 0, а У2 =
= И2() — скорость на свободной границе, и уравнения (3.13) и (3.14) при-
нимают вид

(315)

Г[ + 2

г , И» . у^ У,У,Г, У&,
Е°Г' --2- + -б------------—+ — 

(3.16)

Исключая из этих уравнений У2, имеем

и, . 6Еог?

10 г(2 + 5г\ +4

(3.17)

Воспользовавшись известным из теории детонации выражением Ео =

Р2
2(^-1)

получим формулу для скорости пластины:

Ио = Рг\

3

(Лг2 - 1)(Г12 +5г(+4)

(3.18)

Выражение для вытекает непосредственно из формулы (3.15), если
величину У2 считать известной скоростью разлета продуктов взрыва в ва-
куум [31]:

2Л
г/ = л /	*____

30 -!)(*_ 1) •

Тогда

V = Г| Р /

10 г, +2	-1)(Л-1) '

(3.19)

(3.20)

Выражения (3.6), (3.18) и (3.20) несущественно отличаются друг от
друга в диапазоне параметров, характерных для СВ, и широко использую-
тся при определении режимов СВ.

В приведенных формулах для расчета скорости метания не учиты-
вается разлет непрореагировавшего ВВ со свободной поверхности за-
ряда (так называемый слой Харитона). Особенно значимым этот эф-
фект является для грубодисперсных ВВ, имеющих большой критичес-
кий диаметр детонации. Так, при подрыве сварочных аммонитов АТ-1,
АТ-2, АТ-3 (смеси аммонита № 6ЖВ с гранулированной аммиачной

селитрой) наблюдается значительное выпадение осадков непрореагиро-
вавшего вещества [27]. Для учета потерь при детонации, в расчетных фор-
мулах в некоторых случаях следует использовать эффективное значение
коэффициента нагрузки

_ (50 ?^кр)Ро

Г>ф —	_ с

рЛ
Рис. 3.10. Ударно-волновая картина в соударяющихся
телах в некоторый момент времени после соударения:
ЛВ — граница раздела пластин; СО — УВ в верхней плас-
тине; ЕЁ— УВ в нижней пластине

где — критический диаметр детонации;

= 0,5...0,25 — коэффициент потерь при
детонации. Наиболее существенно непол-

нота детонации сказывается при сварке

листов из легких металлов (титана, алюминия) небольшой толщины
(2...6 мм), так как в этом случае необходимая толщина слоя В В близка
к критической.

Более сложная двумерная модель расчета скорости метания пластины
решена методом характеристик [4]. Эта модель более точно отражает фи-
зические явления при метании в специальных условиях СВ [28, 34[. Одна-
ко она является достаточно сложной для использования в инженерных

расчетах.

Давление в области соударения. Известно, что характер высокоскорост-
ного соударения твердых тел существенно зависит от угла между ними да-
же при постоянном значении скорости соударения. Эти изменения могут
быть не только количественными, но и качественными. Иными словами,
возможны различные режимы соударений, влияющие на конфигурации
течения, значение и распределение давлений в области соударения, а так-
же другие физические параметры.

Рассмотрим нормальные и косые соударения. В первом случае давле-
ние определяется скоростью соударения и сжимаемостью тел. Во вто-
ром случае оно зависит от скорости перемещения точки контакта Ук и уг-
ла соударения у. Движение в области соударения можно рассматривать
как течение сжимаемой или идеальной жидкости. Такой подход был обос-
нован и предложен М.А. Лаврентьевым [210] и американским ученым
Г. Биркгофом и др. [211].

Нормальные соударения. В наиболее простом и изученном случае нор-
мального соударения [16, 31, 212] угол соударения у = 0, т. е. в момент

удара пластины соприкасаются по всей площади одновременно и от кон-
тактной поверхности распространяются плоские УВ.

На рис. 3.10 показан характер течения, соответствующий некоторому
моменту времени после соударения. В областях /И и /// среда не возмуще-
на и характеризуется начальными плотностями р, и р2 и нулевыми дав-
лениями. В областях I и II металл находится в сжатом состоянии и имеет
массовую скорость соответственно и, и иг, плотность — р, и р2, а давле-

ние — и р2.

Если до начала соударения верхняя пластина имела скорость Ио, а
нижняя была неподвижной, то из законов сохранения энергии следует,
что скорость границы раздела

и = и2 - Уо - И),	(3.22)
Р,. = А = Р1,	(3.23)

« = [р> (1 / Рг - 1 / р'г)]м = К - [р„ (1 / р, -1 / р;)]°’,	(3.24)

где р* — давление в области соударения.

Из этих соотношений следует

А = ----------- ?;К°2	,	(3-25)

IV1 “ Рз /Рг + V1 - Р| /Р1)Р2 /р.]

Формула (3.25) позволяет рассчитать давление в области соударения,
если заданы скорость Ио и уравнение состояния данных металлов.

Ударные адиабаты, которые достаточно точно устанавливаются различ-
ными экспериментальными методами, известны для большего количества
металлов в диапазоне давлений до четырех миллионов атмосфер [16, 31].

При выходе УВ Сй и ЕР на свободную поверхность они отражаются в
виде волн разгрузки и сжатый металл начинает расширяться. Волна раз-
грузки распространяется в направлении контактной поверхности в металле
со скоростью звука, соответствующей состоянию за фронтом УВ, а разг-
руженный металл приобретает дополнительную скорость в направлении
первоначального движения УВ. В случае слабых УВ при выходе их на сво-
бодную поверхность массовая скорость удваивается.

Рис. 3.11. Зависимость давления рк в обла-
сти соударения от скорости верхней плас-
тины для различных биметаллов (о);

Г — сталь + сталь; 2 медь + медь; 3 —
дюраль + дюраль; 4 — сталь + дюраль и
эпюры давлений при симметричном соударе-
нии под разными углами двух струй несжима-
емой жидкости (б); 5— сталь + дюраль и
эпюры давлений при симметричном соударе-
нии под разными углами двух струй несжима*
емой жидкости (6}
Конечное состояние материала после разгрузки зависит от количества
энергии, которое необратимо поглощается им при прохождении УВ. В
случае интенсивного соударения этой энергии может оказаться достаточно
не только для разрушения образца, но и для его плавления или испарения.

При обработке металлов взрывом возникают сравнительно слабые УВ
(р = 105атм) и поглощением энергии можно пренебречь. Согласно оцен-
кам, сделанным в работе [31], при ударном сжатии алюминия давлением
р = 2,5  103атм остаточный нагрев (Т - Го) составил 134 К, а для р - 3,5 х
х Ю5 атм — 216 К.

Таким образом, при давлениях порядка 10!атм изменением энергии
можно пренебречь и процесс сжатия считать адиабатическим. Следовате-
льно, после прихода волн разгрузки к границе раздела (АВ) энергия сжа-
тия переходит практически полностью в кинетическую энергию пластин.
Решая совместно уравнения (3.1), (3.2) и (3.25), определяем давления при
соударении металлов. Рассчитанные давления для некоторых металлов при
различных скоростях соударения приведены на рис. 3.11, а, б.

В случаях менее интенсивного соударения металлов рассмотренная
выше конфигурация УВ нуждается в уточнении. Это связано с тем, что в
этом диапазоне давлений уравнение состояния металлов имеет в некото-
рой точке р' излом, соответствующий переходу среды из упругого в плас-
тическое состояние. Анализ этого случая приведен работе [16]. Если
/)*<//, то в среде распространяются упругие волны. Скорость продоль-
ных упругих волн не зависит от их амплитуды и определяется упругими
константами вещества:

(В + 4/ЗС^'5

се = -----;,	(3.26)

I Р

где В — модуль всестороннего сжатия; С — модуль сдвига.

Если рк > р', то среда переходит в пластическое состояние и модуль
сдвига можно полагать равным нулю. В этом случае в среде распростра-
няются две волны: упругая с амплитудой давления р' и скоростью , а
вслед за ней более интенсивная пластическая волна с амплитудой давле-
ния рк и скоростью с0. Скорость распространения пластических волн оп-
ределяется только сжимаемостью среды:

с0=(Вр-1)°<	(3.27)

Формула (3.27) справедлива в случае, когда С = 0.

Скорость распространения пластических волн зависит от амплитуды
волны. При увеличении амплитуды УВ скорость ее распространения уве-
личивается. Если она превышает се, то расщепления волн вообще не про-
исходит. Этот случай соответствует рассмотренной выше одноволновой
конфигурации течения.

Несимметричные соударения, характерные для СВ, сопровож-
даются волнообразованием, поэтому применение описанных выше мето-
соударениях

дов расчета является в известной
мере условным, хотя и более опра-
вданным, чем оценка давления по
формулам нормального соударения
[28].

Косые соударения. Этот случай
реализуется при соударении пластин
под некоторым углом у, когда ско-
рость точки контакта конечна.

Анализ конфигураций течений,
возможных при косых соударениях,
существенно упрощается, если его
проводить в системе координат, свя-
занной с точкой контакта. Тогда вы-
сокоскоростное соударение двух ме-

таллических пластин можно рассматривать теоретически как гидродина-
мическую задачу о соударении двух плоских струй жидкости, исходные
параметры струй легко найти, зная основные параметры соударения плас-
тин. Например, в частном случае, когда метаемая пластина тоньше непод-
вижной (5[ «32), скорости струй И, и И2 определяются по формулам
(3.4), (3.5).

Характер соударений существенно зависит от того, являются лн ско-
рости И, и У2 сверхзвуковыми или дозвуковыми для соударяющихся ме-

таллов. Если скорости струй превышают скорости звука в соударяющихся
металлах, то задача должна рассматриваться в рамках гидродинамики
сжимаемой жидкости.

Дж. Уолш, Р. Шрефлер и Е. Уиллинг [189] показали, что в сверхзву-
ковом режиме возможно существование двух различных конфигураций
установившегося течения. Ограничимся рассмотрением схемы несиммет-
ричного соударения (рис. 3.12). В этом случае отклонение струй определя-
ется двумя устойчивыми косыми УВ, исходящими из точки контакта. Ко-
сая УВ Ой в струе со скоростью У2 направлена под углом <рг + 9 к оси х,
а косая УВ ОВ в струе со скоростью Ух направлена под углом срт к оси х .
Линия контактного разрыва ОС имеет угол 0 с осью х. За точкой конта-
кта струи вновь расходятся вследствие действия волн разгрузки, которые
образуются при отражении УВ от свободных поверхностей.

Количественный анализ данной схемы соударения подробно выпол-
нен в работах [28, 189]. При этом установлено, что давление является ми-
нимальным в случае «лобового» удара (у - 0). С увеличением угла у дав-

ление монотонно возрастает.

В работах [28, 29, 189] показано также, что для заданных значений
К и У2 существует некоторый критический угол укр, при превышении ко-
торого изменяется вся конфигурация течения. В этом случае У В оказыва-
ются недостаточно сильными, чтобы отклонить струи на требуемый угол,
н волна разгрузки начинает оказывать влияние на фронт УВ, искривляя
его. При дальнейшем увеличении угла
(V > ТкР) влияние волны разгрузки уси-
ливается настолько, что УВ отходят от
точки контакта навстречу течению, а в
области соударения осуществляется до-
звуковой режим и образуется другая
конфигурация течения. Расчеты кри-
тического угла в зависимости от ско-
рости течения приведены в работах
[28, 189]. При соударении пластин из
разнородных металлов нарушение ус-
тойчивой конфигурации с УВ происхо-
дит после того, как одна из струй ста-
новится за фронтом УВ дозвуковой.

Дозвуковое течение. В окрестности
точки контакта соударяющихся плас-

Рис. 3.13. Схема конфигурации уста-
новившегося течения потоков при до-
звуковом симметричном соударении

тин дозвуковое течение существует в двух случаях: если скорости и К2
дозвуковые относительно соударяющихся металлов или И, и К2 сверхзву-
ковые, но угол соударения у превышает критический. Для первого случая

теоретически описаны только симметричные соударения пластин, сопро-
вождающиеся образованием кумулятивной струи [120]. Для второго случая
течение металлов аналогично первому с учетом УВ, двигающихся на неко-
тором расстоянии от точки контакта.

УВ внутри дозвукового течения обычно пренебрегают и рассматрива-
ют задачу в рамках идеальной несжимаемой жидкости. В наиболее общем
виде классическая задача о симметричном соударении струй рассмотрена в
работах [29, 120, 213].

Пусть две струи У, и сталкиваются между собой и расходятся в сто-
роны в виде струй У4и У2 (рис. 3.13). Ввиду непрерывности течения дав-
ления и модули скорости на всех свободных поверхностях будем считать
одинаковыми и равными р = 0 ; |У| = 1,0. При этом расход в единицу вре-
мени в каждой струе будет равен ширине струи в бесконечности.

Рассмотрим течение с одной критической точкой, в которой поместим
начало декартовой системы координат. Согласно обозначениям и методам
классической теории идеальных плоских течений отображение плоскости
годографа на физическую плоскость X имеет вид

А')
Ь) ’

(3.28)

„	...	..	. У.-'У, (УЦ-У^Г

где Х = х + 1у ; ?. =	= созси +/зтси : с =------- = —-------е ~

К. К.

= [И|е_'в-“ комплексная скорость; Кв — скорость струи в бесконечности.
Рис. 3.14 Изобары давлений при соударении
под углом у = 10°

тать давления в любой точке течения,
семейство изобар, рассчитанных для у

Поскольку скорость согласно
уравнению Бернулли однозначно
определяет давление, уравнение
(3.28) может быть использовано
для расчета семейства изобар в
декартовой системе координат. Мо-
дуль скорости является парамет-
ром семейства изобар, а 0— па-
раметром, изменяющимся вдоль
изобары от 0 до 2п.

Решая уравнение (3.28) для се-
мейства изобар, можно рассчи-
Например, на рис. 3.14 изображено
= 10°.

В точке торможения скорость превращается в нуль, а давление имеет
максимальное значение

Аих -ОД)^2,

(3.29)

где — скорость струи в бесконечности, определенная по формуле (3.5).

В любой точке с координатами х, у, где скорость струи равна И, из
уравнения Бернулли имеем р =	- (К/ИД2] = (1 - и2)2.

Для расчета, давлений вдоль плоскости симметрии, которую можно
заменить твердой стенкой, могут быть использованы следующие соотно-
шения в параметрической форме:

Р Ртах 1

(р - /)°’5 - сЩО,5у(0 + О0,5 У

(р - 0°’* + с1ёО,5у(р + Г)0,5)

►, (3.30)

х = л ‘бДзт2 0,5у 1п(р + 0 - соз2 0,5у1п(р- Г) + ып уагс&т Г/р]

где р =	; 1 ~ безразмерный параметр. Эти соотношения получены

при решении задачи о плоской струе жидкости, падающей под углом у на
жесткую стенку. Отметим, что форма эпюр давлений целиком определяет-
ся геометрией соударения. Рассчитанные по формулам (3.30) эпюры дав-
ления приведены на рис. 3.11, б. Форма этих эпюр полностью определяет-
ся геометрией соударения. Несмотря на то что симметричное соударение
струй нехарактерно для СВ, приведенные эпюры демонстрируют тот факт,
что давление не равно нулю и до точки контакта. Кроме того, эпюры поз-
воляют оценить длину зоны высокого давления. При несимметричном со-
ударении решение рассматриваемой задачи не является единственным да-
же в простейшей постановке.

Для исследования процесса сварки металлов взрывом важное значение
имеет, на какую максимальную глубину у от контактной поверхности при
соударении распространяется заданное давление р. Очевидно, значение у
будет соответствовать той точке изобары с
заданным давлением р или скоростью V, в
которой касательная к изобаре параллельна
оси х.

Учитывая, что уравнения изобар зада-
ны в достаточно сложной параметрической
форме (3.28), такая задача решается с помо-
щью ЭВМ численным методом (рис. 3.15).
Рассмотренная симметричная конфигура-
ция течения является простейшей теорети-
ческой моделью симметричной схемы СВ.

Таким образом, при дозвуковом тече-
нии теоретическое определение давлений
и других параметров течения возможно то-
лько в случае симметричного соударения.
Ввиду неоднозначности решения уравнений
идеальной жидкости при несимметричном
соударении вопрос о возможности сущест-

Рис. 3.15. Изобары давления, рас-
считанные по уравнению (3.28) чи-
сленным методом

вования струйной конфигурации течения в этом случае остается открытым.

Учитывая важную роль давлений, действующих в сварочном ансамбле,
особенно на заключительном этапе процесса СВ, приведем расчетные фор-
мулы [31] для определения давления в зоне соударения.

Приближение нормального соударения. Для верхней оценки возникаю-

щего при соударении давления производится его расчет при нормальном
соударении пластин. Если ударные адиабаты материалов известны в фор-
ме линейных соотношений между волновой и массовой скоростями, то
искомое давление определяется пересечением ударных адиабат в (р-и)
- плоскости, т.е. в плоскости давление—массовая скорость. Массовая ско-

рость границы раздела и определяется решением квадратного уравнения



-м)^] +2^(И0 -м)] = р2м(й2 + 62м),

где	— коэффициенты уравнений ударных адиабат соударяю-

щихся материалов. Введя обозначения

Л =—Ь2-Ь,, В =—а2 + а, + С =	,

Р1	Р[

получим

В-7В2 -4ЛС

и 2А

Р = Р1(ИО -«)[«, +6((И0 -и)1 = р2ф2 +Ь2и).

Расчеты по гидродинамической модели. В системе координат, связанной
с точкой контакта, процесс соударения пластин эквивалентен стационар-
ному соударению двух струй. Максимальное давление при симметричном
соударении двух струй идеальной несжимаемой жидкости в точке торможе-
ния в гидродинамическом приближении определяется формулой Бернулли:

Р™ = <Х5р. VI •
Известно решение классической задачи о симметричном соударении
струй идеальной несжимаемой жидкости. С использованием этого реше-
ния в [29] получены соотношения в параметрической форме для расчета
распределения давления в плоскости соударения:

Р Ртах

(П-О°3”С1ё^(Т] + О0,3

(т|-0°’5 + сш|(п + 0ад

V	2

3 э V	з V	(

X = — ЫП ~ 1П(Т] + /) - СО8 ~ 1П(Т] + 0 + 81П у ЯГС81П —

к 2	2	Г)

Здесь г — параметр; х — координата в плоскости соударения, отсчитывае-
мая от точки контакта К. Рассчитанные с помощью этих соотношений эпю-
ры давления удовлетворительно совпадают с приведенными на рис. 3.II, б.
Отметим, что форма этих эпюр полностью определяется геометрией соуда-
рения. Несмотря на то, что симметричное соударение струй нехарактерно
для СВ, приведенные эпюры демонстрируют тот факт, что давление не рав-
но нулю и до точки контакта. Кроме того, эпюры позволяют оценить длину
зоны высокого давления. При несимметричном соударении решение рас-
сматриваемой задачи является не единственным даже в простейшей поста-
новке. В [28] рассмотрено решение задачи в акустическом приближении о
несимметричном соударении под малым углом струй невязкой сжимаемой
жидкости. Предпринимались также попытки экспериментального определе-
ния профиля давления с помощью пьезорезистивного преобразователя дав-
ления на основе манганитов, запрессованных в неподвижную пластину на
глубину порядка 5 мм. Результаты экспериментов, несмотря на проявление
тензоэффекта, удовлетворительно совпадают с расчетом по акустической
теории на участке возрастания давления [28]. Известны численные решения
двумерных задач о косом соударении пластин как в гидродинамической по-
становке, так и с учетом прочности соединяемых пластин [34].

Время действия сжимающих напряжений в зоне соединения. При косом
дозвуковом соударении пластин на некотором расстоянии от точки конта-
кта вместо высокого сжимающего напряжения появляются растягивающие
напряжения. Время появления в зоне соединения растягивающих напря-
жений Г, определяют с помощью соотношения [28, 38]:

(	о

'=10,5+О'ббМк'

где модуль сдвига. В практических расчетах обычно полагают г, =-^-.

Гк
Временем можно управлять, варьируя Ук, например, путем изменения
высоты заряда и размера сварочного зазора.

Несимметричные соударения, характерные для СВ, сопровождаются
волнообразованием, поэтому применение описанных выше методов расче-
та является в известной мере условным, хотя и более оправданным, чем
оценка давления по формулам нормального соударения [29].
3.4.	ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ СВАРКИ ВЗРЫВОМ

3.4.1,	Волнообразование

Сварка металлов взрывом представляет собой сложное фи-
зическое явление. Подобно другим способам сварки давлением ее механизм
определяется главным образом процессом пластической деформации метал-
лов в зоне соединения. Однако СВ имеет ряд специфических особенностей,
являющихся следствием высокой интенсивности пластического течения и
кратковременности действия высоких давлений и температур в приконтакт-
ных слоях соударяющихся пластин. В частности, при оптимальных режимах
СВ вследствие этого не успевают развиться в полной мере физико-химиче-
ские процессы, обусловливающие образование промежуточных фаз. Это поз-
воляет получать прочные соединения из разнородных металлов, сварка ко-
торых другими способами затруднена или вообще невозможна. Вместе с тем
в процессе уменьшения давлений на поздних стадиях соударения возможно
возникновение разрушающих напряжений, препятствующих получению про-
чного соединения.

Поэтому необходимо рассмотреть основные макрофизические явле-
ния, ответственные за формирование прочного соединения, механизм
процесса и метод определения оптимальных режимов сварки.

В специфических условиях СВ одной из наиболее выгодных форм
превращения кинетической энергии тел в работу пластической деформа-
ции является процесс волнообразования, характеризующийся строгой пе-
риодичностью и регулярностью остаточных деформаций.

Успешное развитие СВ в последние годы поставило задачу о волнооб-
разовании в число наиболее актуальных проблем теории высокоскорост-
ных косых соударений твердых тел. Опубликованные по данному вопросу
работы посвящены экспериментальным исследованиям и качественному
описанию процесса образования волн [39, 192, 209, 216], поиску аналогий
между волнообразованием и известными гидродинамическими явлениями
[216—218], а также построению новых математических моделей течений
при косых соударениях [28]. Несмотря на ряд важных результатов, полу-
ченных в этих работах, задача построения теории волнообразования пол-
ностью не решена, В связи с этим в данном параграфе основное внимание
обращено на уточнение качественной модели явления, приближенную ко-
личественную оценку главных его характеристик и их сопоставление с эк-
спериментальными данными.

Экспериментальное исследование процесса волнообразования. Анализ
основных параметров соударения в критических режимах волнообразова-
ния позволил установить следующие особенности процесса.

Для каждого фиксированного значения начального угла существует
критическое значение скорости движения метаемой пластины, ниже кото-
рой волны не образуются. Это значение возрастает с увеличением началь-
ного угла между пластинами. В табл. 3.2 приведены основные параметры
соударения, которые были рассчитаны для различных критических режи-
мов. Сопоставление этих данных показывает, что независимо от значения
начального угла для каждого сочетания металлов существует некоторое кри-
Таблица 3.2. Основные параметры соударения пластин при критических режимах

ВВ	Материал	мм	6), мм	а, град	К) . м/с	к; , км/с	кбар
Гексоген	М3 + М3	4,5	3	18	300	0,85	30
	М3 +МЗ	3,0	3	10	300	0,95	40
	СтЗ + СтЗ	4,5	3	5	260	1,90	145
	СтЗ + СтЗ	6,0	3	14'30’	360	2,00	160
Аммонит	Д16Т + Д16Т	10,0	10	5	290	1,60	37
	Д16Т+Д16Т	15,0	10	8	460	1,70	40
	Д16Т + Д16Т	25,0	10	16	850	1,80	44

Примечание. Теоретическая прочность (С/2л) составляет 70, 140 и 45 кбар для М3, стали СтЗ
и Д16 соответственно.

тическое значение скорости точки контакта К/, ниже которой волны во-
обще не образуются. Физический смысл полученного результата становится
очевидным, если принять во внимание связь скорости точки контакта со
скоростями течения в подвижной системе координат и формулу для оцен-
ки максимально возможных давлений = О^р^2. В табл. 3.2 даны так-
же критические давления, рассчитанные по этой формуле для меди М3,
стали СтЗ и алюминиевого сплава Д16Т. Для сравнения приведены также
теоретические пределы прочности этих металлов.

Первый критерий волнообразования имеет вид

Р>р' = рУ^2/2 = (7/271,	(3.31)

где р' — критическое давление, зависящее от прочности материала [4].
Это условие экспериментально подтверждено в работе [217], где в качестве
прочностной характеристики выбрана твердость по Викерсу:

рИ;2/2 = 10НУ.	(3.32)

Существует также минимальное значение скорости движения метае-
мой пластины Кц, ниже которого соударение, по-видимому, вообще явля-
ется упругим. Тот факт, что критическое давление р' соизмеримо с тео-
ретической прочностью металлов на Сдвиг, позволяет сделать предположе-
ние о правомерности описания процесса в терминах гидродинамической
природы волнообразования [192, 217]. Однако высокое давление р> р' не
является достаточным условием волнообразования. Расчеты скорости точ-
ки контакта в опытах по соударению пластин, метаемых зарядом из гек-
согена ( /) = 6,2 км/с), позволили установить, что волнообразование проис-
ходит в случае, когда скорость точки контакта меньше скорости звука в
металлах и течение в подвижной системе координат является дозвуковым:

Ук < с0.	(3.33)

При выполнении этого условия следует ожидать образования волн и
при параллельном расположении пластин, если использовать ВВ, скорость
детонации которого меньше скорости звука. Эксперименты с использова-
нием аммонита (/)= 3,5 км/с) подтверждают этот вывод. Кроме того, при-
веденный критерий получил экспериментальное подтверждение.

Если заряд гексогена (Р= 6,2 км/с) имеет прямоугольную форму (5 <
< 50 < 40 мм), то при параллельном расположении пластин волнообразо-
вания нет. Если же заряд имеет форму усеченной прямоугольной трапе-
ции, то волнообразование наблюдается на определенной части длины пла-
стины. В этом случае вследствие монотонного уменьшения высоты заряда
скорость точки контакта становилась меньше скорости звука.

В экспериментах с аммонитом (О - 4,0 км/с) для искусственного уве-
личения скорости точки контакта пластины располагались таким образом,
что у места инициирования расстояние между пластинами было больше,
чем у противоположного конца (а < 0). Если этот угол был больше со-
ответствующего критического значения, то скорость точки контакта ста-
новилась сверхзвуковой и волны не образовывались.

Эти экспериментальные данные свидетельствуют о том, что режим ко-
сого соударения металлических пластин резко изменяется в области пере-
хода от звукового к сверхзвуковому течению. Подобные изменения были
теоретически обоснованы Дж. Уолшем еще в 1953 г. применительно к ус-
ловиям кумуляции [189].

Поскольку образование кумулятивной струи возможно, если в окрест-
ности точки контакта имеет место дозвуковое течение (КЛ < соили Ук > с0 ,
но у>укр), то при сверхзвуковом течении (Ук > с0, У <7^) струи от-
клоняют косые УВ, связанные с точкой контакта.

В работе [192] в результате анализа экспериментов по соударению
пуль с тонкими преградами сделано предположение о совпадении крите-
риев волнообразования с критическими условиями для формирования ку-
мулятивной струи. Приведенные экспериментальные данные подтвержда-
ют этот вывод. Образование волн при Ук > с0 и у> уф наблюдали при соу-
дарении медных пластин, метаемых зарядом ВВ ТГ 50/50 О = 7,6 км/с, при
следующих параметрах: И,- 4,8 км/с, у = 8°, у^ = 4°30' и У} = 5,1 км/с;
у- 15°, Ткр = 6°. Отметим, что подобные режимы соударения для других
металлов осуществить сложно. Поэтому для сварки металлов взрывом ис-
пользуются преимущественно режимы, когда р> р\ Ук <с0, Уо > Ио' и
скорость точки контакта меньше скорости звука в металлах. В лаборатор-
ных условиях при изменении этих параметров можно получать волны раз-
мером от десяти микрон до 5...7 мм, когда они становятся соизмеримыми
с толщиной метаемой пластины и ее наружная поверхность принимает
волнообразную форму. В данном диапазоне изменения абсолютных разме-
ров волн отношение амплитуды к длине волны л/Л изменяется незначите-
льно, за исключением критических режимов соударения. При этом сред-
ние значения отношения л/л для сочетаний сталь СтЗ + сталь СтЗ, медь +
+ медь и Д16Т + Д16Т составляют 0,17, 0,25 и 0,2, соответственно. При
слабых режимах соударения наблюдается тенденция к уменьшению отно-
шения а/л вплоть до нуля в критическом режиме. Поэтому для количест-
венной характеристики размеров волн обычно используют параметр Л.

В работах [192, 199] было установлено, что наиболее заметное влияние
на процесс волнообразования оказывает изменение начального угла а
между пластинами. Увеличение угла а при сохранении параметров заряда
ВВ и г = соп5(, Д, = соп51 приводит к увеличению длины волн. В диапазо-
не углов а = 15...30° длина волн существенно увеличивается, а при < И/
волнообразование исчезает.

В зависимости от угла а изменяется также форма волн. При неболь-
ших углах а волны имеют синусоидальную форму с симметрично распо-
ложенными вихревыми зонами. С увеличением а гребни волн деформи-
руются в направлении распространения детонации, а картина вихревых
зон становится асимметричной. Деформация волн может в ряде случаев
приводить к отрыву гребней волн и их сносу. Подобные изменения фор-
мы волн, по-видимому, связаны с увеличением тангенциальной составля-
ющей скорости движения метаемой пластины и появлением тангенциаль-
ного разрыва между соударяющимися телами.

При исследовании влияния отношения г на волнообразование устано-
влено, что для каждого сочетания металлов существует критическое зна-
чение параметра г', уменьшение которого приводит к исчезновению волн,
а увеличение — к их росту. При увеличении начального расстояния между
пластинами Ло параметры волны увеличиваются до определенного предела.
Это свидетельствует о необходимости учета разгона метаемой пластины в
случае небольших расстояний между пластинами. Кроме того, амплитуда
и длина волны увеличиваются в направлении распространения фронта де-
тонации.

В результате экспериментального моделирования процесса волнообра-
зования при сварке взрывом [29] установлено, что в случае соударения
пластин одинаковой плотности (р( = р2) и расположения более толстой
пластины на жестком основании достаточно точно выполняется следую-
щее соотношение между длиной волны Л и углом соударения у:

Х-Збб^пЧ^,	(3.34)

где 3] — толщина метаемой пластины.

Результаты экспериментального исследования размеров волн от нача-
льных параметров СВ не позволяют установить зависимость волнообразо-
вания от основных параметров соударения. Это следует также из формул
(3.3), (3.5) и (3.6), в которых при изменении одного из начальных параме-
тров одновременно изменяются не менее двух основных. Для облегчения
поиска решения поставленной задачи в работе [29] анализ эксперимента-
льных данных проводился с использованием теории размерностей.

Предположим, что длина волны есть функция независимых парамет-
ров Уо, у, о, о2, Рв Рг> 52 [29]. Здесь о, и а2~ параметры размернос-
ти давления, характеризующие прочностные свойства соударяющихся ме-
таллов. Критерий волнообразования позволяет в первом приближении не
учитывать сжимаемость, так как при волнообразовании течение должно
быть дозвуковым. Для упрощения задачи в этот перечень параметров не
включены теплофизические константы.

Таким образом, можно записать Л = /(Ко, у, 5,, 82, рн р2, он о2).

Из этих параметров составляют семь независимых безразмерных ком-
бинаций отношений Л/8,, Ко/К*, у, , р(/р2, О]/о2, 0,/рК/.
Применяя л-теорему теории размерностей, получаем Л = 8(Ф (Ко / Ук, у,
5] / 82, р|/р2, О1/о2, ег,/рИ/). Исследуем, каким образом влияет на
длину волны каждая из безразмерных комбинаций в правой части этого
уравнения. Сначала рассмотрим наиболее простой случай соударения оди-
наковых материалов при расположении неподвижной пластины на жест-
ком основании р, /р2 - 1, О] /п2 - 1, 8( / 83 « 1, когда

Х = 8,Ф(И0/К> у, 0,/рИ/) .	(3,35)

В анализируемых экспериментах параметры г и а изменялись в пре-
делах 0<а<25°, 0,2<г<1,5. Кроме того, выполнялись условия: 300 <
<Ко<15ООм/с, 1,5 < К* < 4,5 км/с, 5°< у <30°, 4°й 0 < 12°. В этом диапазо-
не можно полагать со&р/2> 0,993 и, следовательно, можно предполо-
жить, что комбинация а,/рК/ будет не существенно влиять на размеры
волн при О] /рИ/ > 6/2п.

Таким образом, в рассматриваемом диапазоне параметров искомая
функция должна иметь вид Л - 8,Ф(у).

Для проверки этого вывода на плоскость с координатами Л/8, и у бы-
ли нанесены результаты более 50 различных опытов для трех пар метал-
лов. При этом все экспериментальные точки (на рисунке не показаны)
оказались расположенными вблизи кривой (рис. 3.31), экстраполируемой
выражением (3.34).

Для случая, когда 8( * 82, в работе [29] получена эмпирическая зави-
симость

X = 32 [8] 8т2 У! /2 + 82 51п2 у2 /2],	(3.36)

где у, = у - у,, у, = агсш [52$ у /(8, + 8,)].

Исследование процесса волнообразования в случае соударения плас-
тин из разнородных металлов представляет собой более сложную задачу
из-за влияния на размеры волн комбинаций параметров рур2 и Из
всех имеющихся экспериментальных данных следует отметить опыты по
сварке пластин из меди и стали 12Х18Н10Т, в которых прочностные свой-
ства металлов существенно различаются, а небольшим различием их плот-
ности можно пренебречь.

В первой серии опытов медные пластины 8, = Змм метались одина-
ковыми зарядами ВВ при разных углах а (3, 6, 10°), Во второй серии на
у, рад

Рис. 3.16. Зависимость отношения длины волны к толщине
метаемой пластины от угла соударения для пар СтЗ + СтЗ,
Д16 + Д16, Си + Си

медные пластины метались стальные пластины
5, = 3 мм. Высота зарядов и начальные углы бы-
ли те же, что и в первой серии. Оказалось, что
все экспериментальные точки удовлетворитель-
но легли на теоретическую кривую, приведен-
ную на рис. 3.16.

Описанные результаты моделирования имеют
важное значение для понимания процесса волно-
образования, так как позволяют в первом приб-
лижении рассматривать его с позиции гидродина-
мики идеальной несжимаемой жидкости.

Механизм волнообразования. Процесс волно-
образования исследовали преимущественно при
несимметричных косых соударениях, для которых
критерии формирования волн совпадают с крите-
риями образования кумулятивных струй. Основы-
ваясь на этом факте, многие авторы [192, 216, 219]

принимают допущение о существовании в режимах волнообразования об-
ратной струи из материала метаемой пластины впереди точки контакта. В

работе [192] основную причину волнообразования автор объясняет вза-
имодействием обратной струи с бугром деформации материала неподвиж-

ной пластины.

А. Бахрани, Т. Блэк и Б. Кроссланд [216] предложили более деталь-

ное, логичное и качественное описание процесса, рассмотрев возможность
взаимодействия бугра деформации как с обратной струей, так и с основ-
ным потоком. Позже для количественного описания явления волнообра-
зования Дж. Хант [219] рассмотрел неустойчивость тангенциального раз-
рыва, существующего согласно его концепции между неподвижной плас-
тиной и обратной струей при несимметричных соударениях.

Вместе с тем при любых способах сварки получение прочного соеди-
нения достигается лишь в тех случаях, когда удается обеспечить взаимо-
действие хорошо очищенных поверхностей соединяемых металлов. При СВ
предварительная очистка соединяемых поверхностей может производиться
менее тщательно, а в большинстве случаев, когда поверхностное загрязне-
ние невелико, прочное соединение образуется без предварительной очист-
ки. Происходит это вследствие процесса самоочищения, которое является
одним из важных условий СВ. Самоочищение свариваемых поверхностей
происходит за счет образования дисперсного кумулятивного потока. Од-
новременно в результате интенсивной пластической деформации происхо-
дит активация поверхностных слоев соединяемых пластин, необходимая
для образования прочного соединения. Схема течения в зоне соединения с
дисперсной кумулятивной струей и импульсный рентгеновский снимок
процесса соударения свинцовых пластин приведены на рис. 3.17 [220].
Однако в указанных выше работах [216, 219, 220] нет строгих экспери-
ментальных данных о существовании обратной струи в режимах волнооб-
разования. Для выяснения этого вопроса были проведены специальные
опыты с применением сверхскоростной фотосъемки и импульсной рент-
геновской фотографии процесса в большом диапазоне углов соударения и
скоростей точки контакта. Наиболее достоверные сведения удалось по-
лучить при рентгеновской съемке метания свинцовых пластин (рис. 3.17, б)
[29]. Эти данные свидетельствуют об отсутствии монолитной обратной
струи перед точкой контакта, несмотря на то, что после соударения были
зафиксированы волны с амплитудой 2 мм и длиной 5...8 мм. На снимках
четко фиксируются отдельные частицы, сравнительно равномерно рас-
пределенные в зазоре между пластинами. В непосредственной близости от
точки контакта часто наблюдались некоторые выпучивания свободных по-
верхностей пластин, имеющих вид бугров.

Применение фотосъемки в проходящем свете малоэффективно для наб-
людения деформации пластин перед точкой контакта, так как значительная
область перед точкой контакта даже при фотосъемке в вакууме равномерно
заполняется облаком мельчайших частиц. Это подтверждает наличие обрат-
ного потока массы, количественно исследованного в работах [217, 221].

Приведенные данные позволяют заключить, что совпадение критериев
струе- и волнообразования еще не определяет роли струи при волнообра-
зовании, а лишь означает возможность деформации или выпучивания сво-
бодных поверхностей обеих пластин перед точкой контакта. Если эти вы-
пучивания имеют форму бугров, то естественно предположить, что обра-
зование волн происходит в результате попеременного появления бугров
деформации перед точкой контакта и их последующего обжатия.

Эта гипотеза была сформулирована А.А. Дерибасом, В.М. Кудиновым
и Ф.И. Матвеенковым еще в 1963 г. В ней оставалась неясной причина
резкого изменения характера течения металлов. Это могло быть связано с
влиянием прочности и сжимаемости среды (подобные конфигурации
при соударении струй жидкости в литературе не описаны) или асимметрией

Рнс. 3.17. Схема течения в поверхностных слоях соударяющихся пластин с
дисперсной кумулятивной струей (о) и рентгеноимпульсный снимок соуда-
рения РЬ пластин (б):

А — слои с мелкозернистой структурой, В — слои с вытянутыми зернами (/ — мета-
емая пластина; 2 —• неподвижная пластина; 3 — дисперсный кумулятивный поток;
4 — поверхностный слой окислов и адсорбированных газов)
Рис. 3.18. Контактная поверхность пос-
ле соударения при возбуждении волн
из одного (о) и двух (б) источников

соударения (в случае несимме-
тричных соударе н ий гидроди -
намическая теория не дает од-
нозначного решения).

Результаты эксперимента-
льного моделирования с испо-
льзованием методов теории по-
добия и размерности [29] сви-

детельствуют в пользу гидроди-

намического подхода к описанию явления волнообразования. Отсутствие

зависимости размеров волн от скорости точки контакта и прочностных
свойств металлов подтверждено также Г. Кованом, О. Бергманом и А. Хольц-
маном |217, 222]. Поэтомудля установления возможных причин образова-

ния волн в характерных для кумуляции режимах проводили специальные
опыты при высоких давлениях, больших углах н симметричном соударе-

нии пластин.

В результате экспериментов по СВ стальных пластин размером 4 х
х 60 х 200 мм, одновременно метаемых одинаковыми зарядами ВВ, в не-
которых опытах было зафиксировано существование как кумулятивного,
так и волнового режимов. При этом кумулятивный режим хорошо фикси-
ровался на микрофотографиях сварного соединения по характерной мик-
роструктуре и соответствовал тем участкам контактной поверхности, на
которых нет волн. Обычно кумулятивный режим переходил в волновой,
тогда как обратного перехода не наблюдалось.

Для выяснения причин смены режимов проводилось несколько опы-
тов по СВ пластин при одних и тех же значениях начальных параметров
соударения. На рис. 3.18 приведены фотографии контактной поверхности
пластин после соударения в двух опытах. Образование волн начинается в
отдельных точках и постепенно охватывает всю поверхность, а смена ре-
жимов имеет явно выраженный случайный характер. Вероятность подоб-

ного перехода зависит от начальных усло-
вий и увеличивается при уменьшении уг-
лов соударения. Эти наблюдения позволяют
сделать предположение, что кумулятивный
режим неустойчив и при определенных
условиях может переходить в волновой. Так,
выполнив на пластинах небольшие уступы,
А.А. Дерибас [4] показал, что волны возни-

Рнс. 3.19. Зависимости (1—3) и 1/23, (4) от
угла соударения плоской струи идеальной жидкости
с жесткой стенкой при значениях /г:

1— 0,36; 2— 0,51; 3— 0,75; 4 — расчет по (3.34)
кают сразу за уступом только в том случае, когда его глубина примерно
равна амплитуде ожидаемых при данном угле соударения волн.

Изложенные соображения о механизме волнообразования позволяют
качественно объяснить основные экспериментальные факты. Например,
размеры бугров деформации при этой схеме должны возрастать с увеличе-
нием угла соударения и быть соизмеримыми с размерами области высоких
давлений.

На рис. 3.19 приведены расчетные кривые ДА/5[ = /(у), характеризую-
щие изменение ширины эпюр давления вдоль контактной поверхности
при различных углах падения плоской струн идеальной жидкости толщи-
ной 5] со скоростью К на абсолютно жесткую стенку. Здесь Д* — размер
области вблизи точки торможения, в которой давление р превышает зна-
чение /> = 0,5рКо2. На том же рисунке представлена зависимость А/251
(кривая 4) от у, описываемая эмпирической формулой (3.34). Для расчета
ширины эпюры давления Д* используются соотношения, приведенные в
[28, 29].

Удовлетворительное совпадение полуширины эпюры давления (Л= 0,51),
определяющей максимальную ширину впадины, со значением 0,5Л позво-
ляет предположить, что рассматриваемая смена конфигураций течения
должна происходить в случае, когда начальное возмущение охватывает об-
ласть, соизмеримую с полушириной эпюры давления.

Проанализируем этот случай более подробно [29]- Допустим, что
происходит симметричное соударение пластин с образованием обратной
струи (рис. 3.20, а). Будем считать, что в результате внешнего возмуще-
ния в области торможения, соизмеримой с полушириной эпюры давле-
ния, произошло локальное искривление границы раздела. Тогда вследст-
вие изменения углов атаки резко увеличится расход материала пластины
2 в обратную струю и уменьшится соответствующий расход материала
пластины 7. Это в свою очередь должно привести к дальнейшему увели-
чению угла наклона поверхности раздела и ее сносу по течению, так как
динамический напор на участок аЬ со стороны струи 2 увеличивается
(рис. 3.20, б, в).

Этот процесс будет продолжаться до тех пор, пока бугор аЬс не дос-
тигнет свободной поверхности струи / (рис. 3.20, г) и точка торможения
переместится на его вершину. Последующая стадия течения может быть
представлена как обтекание бугра аЬс струей с образованием нового бугра
Ь4/из материала струи 1, который будет в свою очередь увеличиваться до
того момента, пока сам не внедрится в струю 2 (рис. 3.20, д, е). В даль-
нейшем этот процесс повторяется (рис. 3.20, ж). Обобщение подобных
качественных рассуждений для случая несимметричного соударения не
представляет трудностей.

Понятие бугров деформации в данном рассуждении является услов-
ным и относится к случаю слабых соударений и малых чисел Рейнольдса.
В подвижной системе координат буграми можно считать укороченные об-
ратные струи, попеременно формирующиеся из обоих потоков и не успе-
Рис. 3.20. Схема образования бугров деформации при симметричном соударении пластин
(а) и рентгеновский снимок (б) процесса образования бугров деформации при симметри-
чном соударении толстых пластин меди и алюминия (медь вверху)

вающие значительно возрасти из-за соударения с противоположными по-
токами.

При форсированных режимах, т.е. при больших значениях Ук и у,
вследствие увеличения чисел Рейнольдса влияние вязкости среды резко
уменьшается и бугры сужаются, превращаясь в укороченные обратные
струи, растекающиеся при последующем внедрении в пластины с образо-
ванием вихревых зон, в которых происходит концентрация избыточной
энергии.

Предлагаемая концепция волнообразования, основанная на представ-
лении о периодическом образовании впереди точки контакта бугров дефо-
рмации или укороченных струй из материалов обеих пластин и их тормо-
жении в процессе взаимодействия с пластинами, подтверждается рентге-
новскими снимками процесса.

В целях наблюдения за особенностями волнообразования была разра-
ботана специальная методика получения волн больших размеров при со-
ударении двух узких пластин из меди и алюминия [29]. Вследствие разли-
чной поглощающей способности исследуемых металлов, этот метод позво-
лил четко регистрировать границу раздела между пластинами в процессе
их соударения. На рис. 3.20, б импульсной рентгеновской съемкой зафик-
сировано образование бугра деформации в медной пластине перед точкой
контакта и отсутствие каких-либо следов обратной струи.

Создание строгой количественной теории волнообразования несомнен-
но является более сложной задачей. Известны два классических подхода
к ее решению. Первый из них строится на допущении аналогии между
волнообразованием и вихревым следом за телом, обтекаемым жидкостью
[218]. О. Бергман, Г. Кован и А. Хольцман основываясь на этом допуще-
нии, получили формулы для оценки размеров волн [217]. В теоретическом
отношении этот подход оказался малоэффективным, так как нет строгой
гидродинамической теории образования вихревого следа. Еще один под-
ход развивается С.К. Годуновым, А.А. Дерибасом и Н.С. Козиным в рабо-
тах [4, 223]. Они предлагают процесс волнообразования рассматривать как
автоколебательный режим с
жестким возбуждением, для осу-
ществления которого необхо-
дим осциллятор. Для решения
задачи в такой постановке не-
обходимо определить свойства
металлов в условиях высоко-
скоростной деформации.

В работе [224] с помощью
различных методик эксперимен-
тально обнаружено волнообра-
зование в случае соударения

Рис. 3.21. Скоростная киносъемка процесса об-
разования волн при несимметричном соударении
струй глицерина (падающий слой подкрашен)

плоских струй жидкости. В этих экспериментах доказаны гидродинамиче-
ская природа процесса волнообразования и существование ранее не опи-
санной в классической гидродинамике нестационарной конфигурации те-
чения при соударении плоских струй жидкости (рис. 3.21).

В связи с этим представляет интерес количественная оценка па-
раметров течения при волнообразовании на основе приведенного выше
качественного описания (см. рис. 3.20, а). По своей природе торможение
бугров деформации напоминает косое проникание пластины в поток жид-
кости. В этом случае возникают силы, которые стремятся вытолкнуть пла-
стину и разделить основной поток на две струи. Для оценки этих сил мо-
жно использовать выражения, известные из классической теории глисси-
рующей пластинки. В случае стационарного обтекания пластинки при ма-
лых углах атаки на нее действует нормальная сила Г: Г = 0,5р	, где

I — смоченная длина пластины.

В дальнейшем будем предполагать, что действующая иа бугор со сто-
роны основной струи сила нормальна к линии М = I (см. рис. 3.20, е) и
определяется подобным выражением.

Допустим, что течение не сопровождается образованием вихревых зон
(малые числа Рейнольдса). В этом случае можно предполагать, что бугор
деформации растет нормально к невозмущениой поверхности струи и по
своей форме близок к равнобедренному треугольнику с углом 0 при осно-

вании: 12 0 = -7- •

А

При рассмотрении качественной картины процесса видно, что в тече-
ние одного периода (см. рис. 3.20, г— ж) под действием силы Е должно
происходить полное гашение вертикальной составляющей скорости роста
бугра аЬс и его ускорение в горизонтальном направлении до некоторой
скорости ж Через время т (рис. 3.20, ж) у струи / возникает новая точка
торможения. При торможении на и отклонении на угол у эта струя пе-
рестает воздействовать на бугор, скорость сноса которого становится рав-
ной скорости жидкости ж В течение этого же времени длина изменяется
от 0 до 0,5Л со80 при среднем значении за период /ср = 0,25 соз0. Поэтому
среднее за период значение нормальной силы Е определяется из выраже-
л , „2 ЛХ Х1П ф	.

ния ОДр и -------- , где (р— угол атаки (угол между направлением скорос-

4сох0

ти струи в бесконечности). С учетом предположения о направлении роста
бугра имеем ф - 90° + 2у. В соответствии с изложенным, используя закон
сохранения импульса, записываем

/’уТ = /ТСО50 = соху,

(3.37)

Ехх - АыпО = тьУь хту + т§и>,

(3.38)

где /м5 — конечная масса бугра, равная рХа; — скорость роста бугра в
направлении, нормальном к невозмущенной поверхности струи.

Из кинематических представлений следуют соотношения

Л = мт,	(3.39)

2а = 0,5тК8 сох? .	(3.40)

Отклонение и разделение основной струи можно учесть, применив за-
кон сохранения количества движения в целом для всего течения. При ма-
лых углах, когда амплитуда волны меньше толщины струи, результирую-
щее течение вдали от точки контакта можно приближенно представить
как поток толщиной 281 со скоростью внутри которого имеется волно-
вой след толщиной 2а и скоростью ж

Следовательно,

25,р V? соху = 2(8[ -а)рР[2 + 2ари'2.

Решая систему уравнений (3.36), (3.39), имеем
а/л. = 0,125 (Сеу + 74 + 182?),

(3.41)

(3.42)

1Г, Vя СО52?

и' / И =----—	,

(1&У + V4 +

_ ^со$2у

к 8 / к “ X	

2 сох у

(3.43)

(3.44)

В диапазоне значений угла от 0 до 30° средние значения параметров
из выражений (3.32)—(3.34) будут равны: (а/Х)ср - 0,27, (и>/И,)^ = 0,82,
(^/И)с₽ =0,85. Подставив в (3.41) средние значения этих параметров и
решив это уравнение относительно Л, получим

X = 2351 Хю3 у / 2 .

(3-45)

Несмотря на принятые допущения, выражения (3.34) и (3.45) хорошо
согласуются с экспериментальными данными.
Слабая зависимость параметров а/Х и и>/1/ от угла соударения поз-
воляет допустить, что при более сложном несимметричном соударении
будут справедливы аналогичные зависимости. Тогда уравнение (3.41) при-
мет вид

81Р1*? соз?! + б2р2К22 созу) =(§! -а)р^2 + (б2 -а)р2И22 + 2арср^2, (3.46)

где Ух~У2 = Ук при малых углах соударения; у! и у2 определяются с по-
,	( б-,	_

мощью формул: у, = агс[§ -----фу, у2 = у - у,. Если допустить, что

151+б2	)

средняя плотность волнового следа рср = 0,5 (рх + р2) имеет порядок сред-
него геометрического значения рср = т/р|Рз , то из (3.46) при /Ух = 0,82
получим

Л = 12 [б^р! /р2 ып2у, /2 + 52а/р2 /Р1 8Й12У2 /2].	(3.47)

Проведенные в Институте гидродинамики СО АН СССР А.В. Коршу-
новым эксперименты подтвердили возможность применения этой форму-
лы для приближенной опенки размеров волн, если ее правую часть умно-
жить на постоянный коэффициент с ~ 2,5.

Образование вихревых зон. При исследовании свойств соединений раз-
личных сочетаний металлов установлено, что именно в вихревых зонах
происходит локальное расплавление и образование зоны перемешивания
металлов. При СВ металлов, склонных к образованию интерметаллидов, в
этих зонах наблюдаются хрупкие фазы, резко снижающие прочность сое-
динения.

Для установления более детальной картины образования бугров дефор-
мации перед точкой контакта и выявления природы вихревых зон были
проведены опыты [29] по сварке многослойных пластин и разработана
специальная методика графического построения волн, учитывающая оста-
точные деформации в исследуемом режиме соударения.

В этих опытах на контактную поверхность неподвижной медной плас-
тины гальваническим путем последовательно наносили слои никеля и ме-
ди, всего восемь слоев суммарной толщиной 0,8 мм. Затем к полученной
многослойной пластине приваривали медную пластину толщиной 2 мм
при следующих параметрах режима: а = 6°30', О = 3,0 км/с, у = 21°40', Ук =
= 2,4 км/с, Уо = 0,9 км/с.

В указанном случае амплитуда волн соизмерима с суммарной тол-
щиной многослойного покрытия. Из анализа структуры сварного соеди-
нения (рис. 3.22) видно, что вихревая зона слева от вершины волны (7)
образуется в основном из материала метаемой пластины и содержит небо-
льшое количество металла поверхностного слоя неподвижной пластины.
Правая вихревая зона (2) образуется преимущественно из металла непод-
вижной пластины. Вихревые зоны формируются из поверхностных слоев,
которые приобретают более высокую скорость и почти полностью выносят-
10 - 5-1832
Рис. 3.22. Микроструктура зоны соеди-
нения многослойных пластин из Си и №
(светлые слои) с образованием вихревых
зон 1 и 2

ся из области впадины за вершину
вол н ы. Эти набл юдения поз воля ют
предположить, что в случае форси-
рованных режимов при внедрении
бугра деформации в противополож-
ную пластину происходит его расте-
кание с образованием двух струй —
так называемых усов.

Это допущение непосредственно
вытекает из гидродинамической тео-
рии броиепробивания. Согласно этой
теории, в случае достаточно сильного
соударения при нормальном попада-
нии струи ширина обоих усов одина-
кова. При косом падении ширина уса,
направленного навстречу струе, мень-
ше. Кроме того, теория бронепроби-
вания допускает образование пустот
между кумулятивной струей и усами.
Это означает, что при волнообразова-
нии вновь формирующийся бугор де-
формации может быть оттеснен от

„	_ „ ..	предшествующего из-за появления уса

Рис. 3.23. Микроструктура зоны соеди-	-

нения С образованием усов	из материала последнего с образова-

нием свободного пространства между
обоими буграми. В последующие моменты времени в результате соударения
бугра с пластиной это пространство должно заполниться в основном мате-
риалом уса и тем самым завершится образование нижней вихревой зоны.

Сказанное подтверждается фотографиями зоны соединения метал-
лов (рис. 3.22), где четко видно разделение течения с образованием усов
при торможении бугров и образование пустот в центре вихревых зои (на
рис. 3.23 темные пятна).

Рис. 3.24 Схема обра-
зования волн в пластинах
с многослойным покры-
тием:

1 — начало формирования
второго бугра; 2 и 3 — про-
должение образования вто-
рого бугра; 4— завершение
образования второго бугра и
начало формирования тре-
тьего бугра; 5 и 6 — про-
должение образования тре-
тьего бугри, ОО' — интер-
вал времени между отдель-
ными стадиями
Графическое построение волн в различных фазах соударения проводи-
лось с учетом развитых выше соображений так, чтобы в конечном итоге
получались волны, точно соответствующие зафиксированной на фотогра-
фии реальной картине. Для примера рассмотрим описанный режим свар-
ки многослойных пластин. При построении формы свободных поверхнос-
тей был учтен принцип несжимаемости и сохранения масс, т.е. в любой
момент времени масса каждого из слоев бугра равнялась массе, вытеснен-
ной из соответствующих участков пластины. Все последующие фазы уве-
личения бугра строятся через одинаковые промежутки времени, которые
легко определить, зная Ук и расстояние ООГ (рис. 3.24).

Отсутствие в этой схеме волнообразования какого-либо физического
критерия для определения размеров бугров в момент их встречи с пласти-
ной частично компенсируется тем, что построение производится с учетом
реальных размеров волн. Это позволяет проверить и дополнительно уточ-
нить некоторые детали качественной схемы волнообразования.

Проникновение бугра в метаемую пластину обычно меньше, чем про-
никновение его в неподвижную пластину. Это объясняется различием уг-
лов при соударении бугров с пластинами.

Аналогично объясняется асимметрия вихревых зон, увеличивающаяся
с увеличением угла при несимметричном соударении, так как при боль-
ших углах соударения сечения усов должны существенно отличаться друг

от друга.

Ранее отмечалось, что наиболее развитые вихревые зоны наблюдают-
ся при форсированных режимах соударения (при больших Уо и КЛ), когда
в центре зон появляются расплавы и пустоты. При уменьшении /0 и Ук
вихревые зоны уменьшаются и исчезают при критических режимах (р =
= р'). Аналогичные явления были описаны в работе [216].

Для выяснения влияния скоро-
сти движения метаемой пластины
при Ук = сопз( была проведена серия
опытов, в которых изменялась тол-
щина метаемой пластины 5] при фи-
ксированном заряде ВВ (2) - соп51,
а = О, й0 - соп$1). Установлено, что
при изменении скорости соударения
размеры вихревых зон увеличивают-
ся, а отношение их объема к объему
волны остается постоянным (рис. 3,25
и табл. 3.3). Относительное умень-
шение вихревых зон с уменьшением
Ук можно объяснить влиянием вяз-

кости или прочностных свойств, ко-

Рмс. 3.25. Микроструктура сварного шва би-
металла медь + медь в зависимости от ре-
жимов СВ (см. табл, 3.3)

ю*
Таблица 3.3. Характеристики режимов СВ на рис. 3.25

Рисунок	У	И01 км/с	5 , мм	Пв %	Л. мм
а	18°32'	1,2	1,0	10,0	0,66
б	1447'	0,86	1,9	10,2	0,76
в	9°2Г	0,62	3,0	12,4	0,46
г	6°49'	0,38	4,0	Ю,5	0,38

торое должно усиливаться с уменьшением давлений соударения и чисел
Рейнольдса.

Отметим, что отклонение от гидродинамической теории броне проби-
вания, по данным Б.Я. Шехтера [14, 31], для соединения медь + медь ста-
новится значительным при скорости струи порядка 1,5 км/с. Эта скорость
примерно совпадает со значением Ук, при которой исчезает вихревая зона.

Таким образом, согласно данной концепции, в случае недостаточно
высоких давлений бугор деформации не растекается при соударении с
пластиной, а обжимается следующим бугром. При больших давлениях
влияние вязкости материала становится незначительным и среда прибли-
жается по своему поведению к идеальной жидкости. Поэтому бугры су-
жаются и становятся похожими на короткие струи, а волнообразование
происходит в результате попеременного образования струй из обеих пла-
стин и их последующего растекания с образованием вихревых зон. В
этом случае весь избыток кинетической энергии концентрируется в ви-
хревых зонах, энергоемкость которых теоретически может быть бесконе-
чно большой при небольшой скорости поступательного движения вихре-
вого следа.

Для оценки возможности существования вихревого следа при СВ мо-
жно допустить существование аналогии между волнообразованием и идеаль-
ной вихревой дорожкой Кармана [225]. Предположим также, что расстоя-
ние между центрами вихрей по горизонтали равно длине волны А, а по
вертикали — амплитуде волны а. Тогда в случае &, << 52 в подвижной
системе координат закон сохранения импульса при полном отсутствии об-
ратной струи можно записать в виде

5,рК/ созЛ =	- Гдр(^ -	,	(3.43)

где и— поступательная скорость перемещения вихрей относительно пото-
ка; г = гЛ; х — интенсивность вихря [221].

Согласно теории вихревой дорожки Кармана, а/к = 0,28, и/Ук- 0,14.
Следовательно, из (3.48) имеем

Л = 215( 5Ш2 Л/2.	(3.49)

Полученное выражение удовлетворительно совпадает с эмпирической
формулой (3.34) Х = 26 6151П2Х/2, полученной В.М. Кудиновым [29], что
подтверждает возможность существования вихревого следа при косых со-
ударениях. Однако использованная выше аналогия между вихревым следом
Рис. 3,26. Схема СВ ударной волной (а), зона сое-
динения (6) и структура отдельных его участков (в):
1 — свариваемые пластины; 2 — заряд ВВ; 3 — точка
инициирования заряда ВВ; 4 — поверхность канала отвер-
стия; 5 — фронт УВ в пластине; 6 — фронт детонации

при СВ и идеализированной дорожкой Кар-
мана, существование которой ранее пред-
полагалось в работе [218], требует дополни-
тельных исследований и эксперименталь-
ного подтверждения, так как классическая
гидродинамика не располагает строгой тео-
рией образования и движения вихревых
следов.

Об особом механизме формирования со-
единения при сварке металлов ударной вол-
ной. Режим с образованием волн на гра-
нице соединения металлов является ос-
новным технологическим режимом СВ и
широко используется на практике. Область существования волнового
режима в плоскости координат (у ~Ук) со стороны правой границы окна
свариваемости (при относительно высоких у и/или Ук) принадлежит к
области малоисследованных режимов, редко встречающихся на практике.
В частности, в этой области может реализовываться особый режим, впер-
вые обнаруженный и описанный в [29] в связи с обсуждением механизма
растекания бугров деформации, возникающих при СВ с волнообразовани-
ем. При этом режиме на границе соединения вместо волн присутствуют
своеобразные «ферменные конструкции», образованные струями металла,
поочередно выбрасываемыми из свариваемых поверхностей (рис. 3.26, в).
Соединение, описанное в [29] и представленное на этом рисунке, получе-
но при сварке пластин из технически чистого алюминия по так называе-
мому способу СВ ударной волной (СВУВ) [229]. Возможно получение ана-
логичного соединения при СВУВ меди и других пластичных металлов и
сплавов.

Технологическая схема СВУВ, макро- и микроструктура характерных
участков получаемого соединения показаны на рис. 3.26. Сущность СВУВ
заключается в том, что в свариваемых пластинах 7 предварительно выпол-
няют сквозное отверстие, ось которого перпендикулярна соединяемым
поверхностям, пластины устанавливают с необходимым сварочным зазо-
ром, а в канал, образованный отверстием, помещают удлиненный цилин-
дрический заряд ВВ 2. Заряд инициируется в точке 3 на одном из его тор-
цов так, что детонационная волна распространяется вдоль оси канала.
В результате взрыва в металле возбуждается мощная волна сжатия с
достаточно резким фронтом 5 в виде усеченного конуса (часто такие волны,
не вполне корректно, называют УВ), примыкающим к фронту детонацион-
ной волны 6. За фронтом 5 цилиндрический канал подвергается интенсив-
ному расширению (раздаче), и свободные (свариваемые) поверхности
обеих пластин в зазоре сближаются и соударяются с высокой скоростью,
которая в некоторой области вблизи канала оказывается достаточной для
образования сварного соединения вокруг канала.

В конкретных условиях рис. 3.26, б диаметр отверстия после взрыва
увеличивается примерно втрое, прочное соединение наблюдается в коль-
це, ширина которого вдвое превышает начальный диаметр канала. При
этом на 1 см2 площади соединения затрачивается всего лишь 0,3 г ВВ.
Существенно, что при этом способе сварки скорость Ук вначале высока, а
затем постепенно уменьшается. Образование сварного соединения начина-
ется практически от поверхности канала и происходит в особом высоко-
скоростном режиме до тех пор, пока Ук не снизится до скорости, доста-
точной для перехода в режим обычного волнообразования. Остающаяся
(основная) часть соединения формируется в обычном режиме с постепен-
но уменьшающейся амплитудой волн (рис. 3.26, б, в).

Поскольку начальный участок соединения, полученный в особом ре-
жиме, характеризуется наличием крупных пор, на которые приходится
значительная доля общей площади соединения в пределах этого участка,
его прочность невысока. Наличие на начальном участке такого типа дефе-
ктов может значительно ухудшить качество сварного изделия в целом, так
что этот режим и условия его возникновения необходимо специально изу-
чать, так как на сегодняшний день он оставался практически неизучен-
ным, несмотря на то, что обычный режим сварки с волнообразованием,
которому он сопутствует, был подробно описан в основополагающих ра-
ботах [28, 29] и в многочисленных последующих публикациях по сварке
металлов взрывом.

В работе [227] предлагается объяснение механизма формирования свар-
ного соединения с аномальной структурой ОШЗ, показанной на рис. 3.26.
Оно основывается на представлениях о возникновении быстрых вращате-
льных движений в приповерхностных слоях металла в области вблизи ли-
нии контакта и о нарушении устойчивости течения металла в этой облас-
ти. Сложность физических механизмов процесса СВ и недостаток данных
о поведении металлов при давлениях до сотен тысяч атмосфер и скоростях
деформирования порядка Ю6 с-1 до сих пор не позволяют завершить соз-
дание замкнутой теории. В частности, основная особенность режима —
волны на поверхности соединения — хотя и моделируются в численных
экспериментах, но с отклонением расчетных параметров от реальных зна-
чений в несколько раз [228]. Поэтому до сих пор широко используется
упрощенная модель процесса, состоящая в том, что вместо соударения
упругопластических пластин рассматривают косое соударение двух струй
жидкости. В отсутствие неустойчивостей и волн такое гидродинамическое
течение было бы стационарным. Вдоль линии тока в стационарном тече-
нии жидкости удовлетворяется уравнение Бернулли

+ Р -	= соп51 »	(3.50)

где р — плотность струи; У — скорость струи. Предполагается, что на
бесконечном удалении V- Ук и давление р = 0.
Из теории косых соударений известно [4, 223], что высокие давления,
развиваюшиеся при соударении, сконцентрированы в небольшой зоне
вблизи линии контакта свариваемых поверхностей. Проходя сквозь эту
зону, элементы жидкости в соответствии с (3.50) снижают скорость своего
движения. При этом степень снижения скорости зависит от того, насколь-
ко глубоко элемент жидкости входит в зону высоких давлений, т. е. при-
ближается к линии контакта. Очевидно, что различие скоростей вдоль раз-
ных линий тока имеет следствием вращение элементов среды, движущих-
ся между этими линиями тока.

Следовательно, уже в упрошенной гидродинамической постановке те-
ория предсказывает неизбежность возникновения вблизи точки контакта
вращательных движений, которые вследствие неустойчивости течения при-
нимают форму завихрений, аналогичных по форме вихревой дорожке в
спутной струе движущегося корабля [28, 29]»

В более реалистической постановке, учитывающей сопротивление ме-
талла деформированию, для потери устойчивости течения потребуется вы-
полнение дополнительного условия, которое в общем случае может быть
записано в виде неравенства

(3.51)
а

где р — плотность среды; V— характерная скорость; а — параметр, харак-
теризующий сопротивление металла деформированию; Я* — критическое
значение безразмерного отношения инерционных сил к силам сопротив-
ления деформированию, при котором течение металла теряет устойчи-
вость подобно потоку жидкости. Стремясь сделать рассуждения более на-
глядными, приведем качественные рассуждения, иллюстрирующие меха-
низм потери устойчивости.

Если косое соударение струй сопровождается образованием кумуля-
тивной струи, то в таком течении имеется точка торможения, в которой
скорость течения в движущейся системе координат равна нулю. В этом
случае максимальная разность скоростей между внешней поверхностью
пластины, где р = 0 и в соответствии с (3.50) скорость остается неизмен-
ной, и точкой торможения в точности равна И*. Для течения упругоплас-
тической среды выражение (3.50) усложняется, но качественная картина
сохраняется. При традиционной СВ разность скоростей значительно
уменьшается из-за влияния прочности пластин, но остается величиной
порядка

Таким образом, в случае СВ в зоне вблизи линии контакта могут реа-
лизоваться вращательные движения с окружными скоростями, значения
которых сопоставимы с 0,5 И*. Представление о размерах этой зоны дают
экспериментальные данные [28] о распределении конечных углов поворо-
та по глубине при контактных слоев металла, В режиме соударения с обра-
зованием кумулятивной струи элементы, выходящие в струю, поворачива-
ются на углы, близкие к 180°. В режиме СВ углы поворота значительно
меньше. Их значение постепенно возрастает по мере приближения к кон-
тактной поверхности, и на уровне греб ней-впадин сварочных волн обычно
достигает немногих десятков градусов (на много меньших расстояниях от
контактной поверхности могут наблюдаться повороты, приближающиеся к
90° [229, 230]).

Эти факты общеизвестны, но при их рассмотрении обычно не обра-
щают внимания на два обстоятельства, которые играют решающую роль в
формировании соединения.

Поскольку СВ осуществляется при дозвуковых скоростях, V* < с (где
с — скорость звука в свариваемых металлах), то поле давлений захватывает
часть области впереди точки контакта, и вращение элементов внутренних
(контактных) поверхностей соединяемых пластин начинается еше в набе-
гающем потоке. Это обстоятельство, по-видимому, имеет универсальное
значение для формирования бугров деформации [229] во всех режимах СВ
с волнообразованием на границе соединения.

Центробежные силы настолько велики, что еще в набегающем пото-
ке (до достижения точки контакта) могут вызывать появление и быстрый
рост неустойчивостей, резко изменяющих характер течения вблизи точки
контакта.

Приведем некоторые оценки.

Из теории упругости [231] известно, что напряженное состояние, пред-
шествующее началу пластического течения вращающихся осесимметрич-
ных тел типа дисков и валов, определяется соотношениями типа

о* =Л(у)р(Г-)2,	(3.52)

где Л(у) — численный коэффициент, который (порядка 0,1...1,0) зависит
от геометрической формы тела и числа Пуассона V; р — плотность; ст* —
разрушающее напряжение; V* — предельное значение окружной скорости
V. Для сплошного диска, например, максимальным оказывается радиаль-
ное растягивающее напряжение в центре диска, где оно составляет
о = 0,125(3 + у)р Уг. Когда К достигает значения, при котором напряжение
сравнивается с пределом текучести, в центре диска появляется пластичес-
кая зона, а при дальнейшем увеличении скорости диск теряет устойчи-
вость и разрушается. Из (3.52) следует, что для заданной геометрии вра-
щающегося тела предельная скорость вращения V* оказывается характе-
ристикой материала. Для большинства свариваемых металлов значения К*
имеют порядок сотен метров в секунду (для стальных дисков — 300...
600 м/с). Как следует из приведенных рассуждений, при СВ в малой
области вблизи линии контакта элементы металла вращаются настолько
быстро, что окружные скорости могут превышать свои предельные значе-
ния. Поэтому еще перед линией контакта свариваемых поверхностей на-
чинаются пластическое течение и потеря устойчивости, приводящие к об-
разованию бугров деформации и отрезков струй (отметим, что по существу
формула (3.52) по структуре совпадает с условием (3.51)).

Представим, что во внешнюю поверхность диска, вращающегося со
скоростью, близкой к предельной, попадает высокоскоростная струя-боек.
В результате удара материал диска ло-
кально потеряет устойчивость, и часть его
будет выброшена центробежными силами
наружу. Если масса выброшенного матери-
ала будет достаточно велика, то она, в
свою очередь, может сыграть роль такого
же бойка для другого аналогичного диска.

Проводя аналогию, можно предпола-
гать, что в рассматриваемом режиме свар-
ки материал в набегающем потоке вблизи
внутренних (контактных) поверхностей плас-

тин находится в состоянии, близком к предельному. Поэтому в отсутствие
сильных возмущений соударение пластин могло бы происходить либо без
образования сварного соединения, либо со сваркой в одном из обычных
режимов. Однако достаточно сильное локальное возмущение (затравочный
боек) способно нарушить устойчивость процесса и инициировать
возникновение рассматриваемого особого режима сварки.

После этих общих рассуждений обратимся теперь к рассмотрению
особенностей формирования соединения при сварке по режиму, представ-
ленному на рис. 3.26. Обсудим, прежде всего, вопрос о скоростях струй,
выбрасываемых в этом режиме. При рассмотрении микроструктуры зоны
соединения создается впечатление о высокой степени концентрации энер-
гии в этой зоне. Струи металла, поочередно извергаемые из соединяемых
поверхностей, внешне напоминают головные части зарождающихся куму-
лятивных струй, ударяющихся в противоположную поверхность и расте-
кающихся с образованием характерной шляпки (усов, в терминологии
[29]). По отношению к материалу противоположной поверхности они иг-
рают роль срабатывающихся (растекающихся) резцов, снимающих «струж-
ку», которая, разворачиваясь, сама превращается в резец для противопо-
ложной поверхности.

Другой аргумент в пользу высокоскоростного характера струй состоит в
том, что углы поворота струй составляют около 120° (угол (р на рис. 3.27).
Это должно было бы соответствовать промежуточному режиму между ку-
мулятивным струеобразованием и режимами сварки, рассмотренными в
[230, 231]. Правда, наблюдаемые значения углов соответствуют не моменту
формирования выбросов, а состоянию после сближения пластин и смятия
«ферменной конструкции» из выбросов, в результате которого углы пово-
рота могли бы возрасти примерно от 90° до 120°. Но даже, если истинные
углы поворота равны всего 90°, то голова струйного выброса в подвижной
системе координат должна обладать следующими компонентами скоростей:
продольной — нулевой, а в направлении к противоположной поверхнос-
ти — близкой к Ук. В таком случае соударение головы выброса с противо-
положной поверхностью, проскальзывающей мимо выброса со скоростью
Ук, должно иметь характер удара под углом около 45° со скоростью 4^Ук-

Изложенные представления хорошо согласуются с наблюдаемой каче-
ственной картиной явления. Однако прямых данных о значениях скоро-
стей выбросов нет, а соответствующие методики измерений отсутствуют.
Таким образом, вопрос о скоростях струй остается пока открытым.

Рассмотрим эволюцию у и в процессе СВУВ. Пусть Л есть ско-
рость детонации ВВ, 11 — скорость фронта волны сжатия, — скорость
движения точки выхода этого фронта на поверхность зазора, а и> — ско-
рость сближения поверхностей закрывающегося зазора. Абсолютные вели-
чины векторов Д Д (У связаны геометрическим соотношением

Г^2>|

(3.53)

Отношение и/РКравно полному углу соударения (ё 2у - к/И! По мере
возрастания расстояния г от оси заряда до рассматриваемого сечения
зазора скорость (У уменьшается очень медленно, а —- быстро. Закон
изменения последней с удовлетворительной для настоящего обсуждения
точностью можно задать соотношением = % ехр (-г/Л'), где Л' — па-
раметр, имеющий размерность длины, значение которого того же порядка,
что и радиус заряда. По такому же закону будет уменьшаться и угол у. Для
оценки Ук примем, что полное время закрытия зазора в сечении с радиу-
сом г состоит из времени задержки прихода фронта волны сжатия гИ/-1
и времени сближения поверхностей {Ь — начальный зазор между
пластинами) Г = гРК "1 +	. Дифференцируя это соотношение по г и

учитывая, что Ук = (1г / <7г, получаем = [РИ-1 +/<ЛЧу)"1]'1 , откуда следует,
что и Ук также монотонно убывает с возрастанием г. Таким образом,
область особого режима, как и утверждалось выше, примыкает к области
обычного волнового режима со стороны верхней границы сварки.

Тот факт, что особый режим реализуется в области относительно вы-
соких значений скорости точки контакта Ук, близких к звуковой, позво-
ляет высказать в заключение следующие соображения о механизме про-
цесса.

При околозвуковых скоростях точки контакта интенсивность переноса
энергии волнами сжатия в набегающий поток перед точкой контакта сни-
жается, а время, доступное для развития неустойчивостей, сокращается.
Поэтому обычный механизм нарастания неустойчивостей и формирования
волн становится недостаточно эффективным. Рассеяние энергии, необхо-
димое для формирования соединения, может произойти лишь в том слу-
чае, если срабатывает механизм с выбросом струй-бойков, характеризую-
щийся предельно малыми временами нарастания неустойчивостей. Суть
этого процесса представляется следующим образом. Он реализуется в том
случае, когда безразмерная величина рИо-1, характеризующая отношение
инерционных сил (гидродинамического напора) к силам сопротивления
металла деформированию, еще недостаточно велика для формирования
устойчивой кумулятивной струи, но уже приближается к этому порогу. В
области перед точкой контакта свариваемых пластин течение теряет
устойчивость таким образом, что вместо обычных для СВ бугров деформа-
ции формируются короткие отрезки (выплески) зарождающихся кумуляти-
вных струй. Влияние прочности металла проявляется в том, что угол раз-
ворота этих струй меньше необходимого для устойчивой кумуляции. По-
этому они испускаются в периодическом режиме, поочередно ударяя в
противоположные поверхности, причем каждый удар предыдущего отрезка
струи инициирует испускание последующего удара отрезка струи.

Для инициирования этого механизма необходим достаточно сильный
начальный толчок (процесс имеет высокий порог жесткого возбуждения).
Роль такого «запускающего толчка» может сыграть первый момент закры-
тия зазора, когда соединяемые поверхности соударяются со скоростью по-
рядка 1 км/с, причем радиус отверстия в верхней пластине в этот момент
уже превышает радиус нижиего отверстия на величину порядка величины
зазора, и удар по нижней пластине наносится прямоугольной кромкой
верхней пластины (см. рис. 3.18, а, б). Далее процесс формирования сое-
динения при СВУВ протекает уже по предлагаемому выше механизму
вплоть до того момента, когда отношение рИсг1 уменьшается до значе-
ний, соответствующих обычным режимам волнообразования.

Таким образом, при СВУВ по приведенной схеме процесс образова-
ния сварного соединения проходит в две стадии. Первые 15...20 % площа-
ди соединения образуются в описанном особом режиме сварки и характе-
ризуются пониженной прочностью. Основная часть площади соединения
образуется в обычном режиме сваркн с волнообразованием и имеет проч-
ность не ниже прочности основного металла. Наличие участка с понижен-
ной прочностью объясняется высокой скоростью точки контакта в началь-
ной фазе процесса. Для уменьшения доли общей площади соединения,
приходящейся на этот участок, следует, насколько это возможно, умень-
шать длину участка, на котором скорость точки контакта остается близкой
к звуковой. Соответствующие технологические приемы позволяют обеспе-
чить выполнение данного условия.

В рамках изложенных представлений можно заключить, что во всех
режимах СВ процесс волнообразования осуществляется вследствие возник-
новения быстрых вращательных движений в приповерхностных слоях ме-
талла в области вблизи линии контакта, нарушения устойчивости течения
в этой области и его торможения. Такая трактовка позволяет классифици-
ровать рассмотренный механизм как переходной от обычного режима СВ
с волнообразованием к неустойчивой кумуляции, и наоборот. По мнению
автора данная трактовка позволяет дать приемлемое объяснение некото-
рых наблюдаемых экспериментальных фактов, представляет собой ориги-
нальный подход к описанию механизма процесса СВ и заслуживает даль-
нейших исследований.

3.4.2.	Тепловая ситуация
в зоне образования соединения

В теории СВ одним из основных является вопрос о
механизме образования локальных участков расплавленного металла в зоне
соединения. Размер этих участков можно регулировать в достаточно широком
диапазоне, изменяя основные параметры СВ. Рассмотренные ранее (см.
рис. 3.6) три типа соединений отличаются друг от друга по характеру и
степени развития тепловых процессов.

Г. Кован и А. Хольцман [39] полагали, что основной причиной обра-
зования участков расплавленного металла является захват кумулятивной
струи. Согласно их гипотезе, третий тип соединений соответствует полно-
му захвату струи, второй тип — частичному, который можно объяснить ее
колебанием при волнообразовании, а первый тип — стационарному режи-
му кумуляции.

При мгновенном выделении тепловой энергии (равной кинетической
энергии кумулятивной струи) по всей контактной поверхности авторам
[39] удалось получить выражение для оценки толщины расплавленного
слоя металла для соединений первого и второго типов.

Обычно при волнообразовании участки расплавленного металла в сое-
динениях второго типа расположены в определенных, строго чередующих-
ся зонах.

При обычных режимах сварки участки расплавленного металла лока-
лизованы внутри вихревых зон, а при форсированных режимах могут ох-
ватывать не только вихревые зоны, но и часть прилегающего к ним метал-
ла. В последнем случае расстояние между соседними участками расплав-
ленного металла уменьшается и при больших значениях скорости точки
контакта они могут слиться друг с другом и образовать непрерывный
слой расплавленного металла. Эти данные позволяют предположить, что
тепловые явления при СВ связаны с волнообразованием, а участки рас-
плавленного металла возникают преимущественно в вихревых зонах, где
скорость течения максимальна.

Экспериментально установлено, что наиболее развитые вихревые зоны
возникают при больших значениях скорости Ук и углов соударения у. И
наоборот, при не очень интенсивном соударении кинетической энергии
недостаточно для образования вихревых зон.

Следоаательно, если при стационарной кумуляции энергия соударения
переходит главным образом в кинетическую энергию струи, то при волно-
образовании она может концентрироваться преимущественно в вихревых
зонах.

При СВ влияние вязкости металла на количество выделяемого тепла
существенно зависит от давления и температуры. Это затрудняет теорети-
ческое определение температурных полей. Поставленная задача может
быть упрощена, если допустить, что основное количество тепла выделяет-
ся мгновенно и локализовано в определенных участках.

Выбор размеров участков, где происходит локализация поглощаемой
энергии, затруднителен, так как они зависят от параметров соударения и в
первую очередь от скорости точки контакта. Поэтому целесообразно про-
анализировать два крайних случая, соответствующих первому и второму
типам соединений.

При форсированных режимах СВ с развитыми вихревыми течениями
можно предположить, что поглощаемая энергия в основном концентриру-
ется в вихревой зоне. Поскольку размеры вихревых зон существенно мень-
ше размеров волн, для вычисления температурных полей в этом случае
можно использовать упрощенную математическую модель, в которой
мгновенное выделение энергии искусственно концентрируется в бесконе-
чно тонкой нити в центре вихревой зоны.

В случае, когда вихревые зоны вообще отсутствуют (первый тип сое-
динений), наоборот, целесообразно предположить, что поглощаемая при
абсолютно неупругом соударении энергия равномерно распределяется в
зоне волнообразования, т. е. в слое толщиной, равной удвоенному значе-
нию амплитуды волны.

Допуская, что поглощаемая энергия мгновенно переходит в тепло,
легко оценить максимальную среднюю температуру для соединений пер-
вого типа. При 3, « 32 и а = О

с₽ 2ар1Ьс 0 ’

(3.54)

где АЕ = О^р/дЗ,^2; X = 26 3, ып2у/2; а = 52 3, ып2у/2; I и Ь — длина и
ширина пластин; с —- удельная теплоемкость; То — начальная температура.
Для соединений второго типа, когда энергия по предположению ис-
кусственно концентрируется в центре вихревой нити, энергия на единицу
ее длины будет равна 2УД =	* 0,6а2р И* .

21 о

Используя известное решение для мгновенного линейного источника
тепла [16], получаем следующее выражение для определения температуры
в зависимости от времени т на расстоянии г от линейного источника
(центра вихревой зоны):

О С 72 А

Т(г,т) = -^-ехр --4- ,	(3.55)

4лЛт 4/с)

где Л — теплопроводность; / — температуропроводность.

Из формулы (3.54) легко определить максимальную температуру в
заданной точке Исходя из условия

(3-56)
ат

находим время ттах, при котором Тдостигает максимального значения,

= г»2(4/Г'.	(3.57)

Соответственно из (3.29) и (3.31) имеем

=	<3.58)
Рис. 3.28. Зависимость относительного содержа-
ния расплавов в зоне волнообразования от скоро-
сти точки контакта:

1 — уравнение (3.61); 2— уравнение (3.4); 3— эксперимент

Полагая 7тах = Тт и вычитая из ()ул
теплоту плавления, находим радиус рас-
плавленной зоны:

п	Л

Т* _ ^уд
1 пл	2

(3.59)

или

<-пл

0,6^2 _ 0,6д2Г/
т^о + есТУ) ъесТпп

(3.60)

Величину л, характеризующую относительное содержание участков рас-
плавленного металла в зоне волнообразования, определяем из выражения

ОД 5*7 -ОД517
аХ д + есТ^ есТ^

(3.61)

где удельная теплота плавления.

Теоретическая кривая л( **) для пары медь + медь приведена на рис. 3.28.

Замеры участков расплавленного металла и определение отношения их
площади к площади волн осуществлялись по данным металлографических
исследований соединений, полученных при различных режимах соударе-
ния (см. рис. 3.25, 3.29). Соответствующие экспериментальные значения т]
приведены в табл. 3.4. Различие экспериментальных и теоретических зави-
симостей л(^) может быть уменьшено, если учесть потери энергии, свя-
занные с обратным потоком частиц перед точкой контакта.

Необходимость учета потерь массы при СВ была экспериментально
доказана в ряде работ. В частности, В.С. Седых и А.П. Соннов [232] при-
водят следующую эмпирическую зависимость при < 0,9 с0:

(3.62)

6 = ДГ[1-(К/с0)2|,

которая учитывает кумулятивные потери.

Рис. 3.29. Микрострукту-
ры сварного шва биме-
талла медь + медь при
0= 5,5 км/с, Ко= 0,66
км/с, 80 = 2 мм. Обо-
значения в табл. 3.4
Таблица 3.4. Параметры соударения на
рис. 3.29

Рисунок	(X	г	Ъ, км/с	X, мм	Т], %
а	2°	7=24'	4,00	0,40	100
б	3°	8°24'	3,50	0, 32	18
в	4°	9°24'	3,20	0,48	16
г	10°	15°24'	2,00	0,95	7

Таблица 3.5. Изменение времени
затвердевания расплавов

4,, мкм	т, мкс
1	3 • КГ’
5	7,5 • 10'2
10	3  10*’
20	1,2
50	7,5
100	30
150	67,5

С учетом этой зависимости формулы (3.60) и (3.61) принимают такой
вид:

^ОЛаКт-ГЛ^^ + ес^))1]0-3,	(3.63)

И = 0,5Г,2(1 - КЧ2) (9 +	(3.64)

Несмотря на некоторое различие зависимостей, рассчитанных по этим
формулам, с экспериментальными данными, увеличивающееся при не
очень интенсивных режимах соударения, они могут быть использованы
для оценочных расчетов оптимальных режимов СВ.

Во многих работах (например, [4, 38]) рассмотрены методы измерения
температуры в зоне соединения металлов в процессе их СВ. На основании
выполненных исследований сделано предположение, что непосредственно
на границе соединения металлов выделяется около 3 % суммарной погло-
щаемой энергии. Этот вывод нуждается, однако, в дополнительной экспе-
риментальной проверке ввиду несовершенства использованной методики
измерения температуры при СВ.

Большой практический интерес представляет определение времени,
необходимого для полного затвердевания участков расплавленного метал-
ла. Этот расчет может быть проведен для идеализированной
Определим время охлаждения до момента полного затвердевания
линейного источника тепла при д « есТпл:

тв ’ 4Т&Г™ ' 4/ •

Результаты расчета по формуле (3.65) приведены в таблице 3.5.

В случае сравнительно больших размеров участков расплавленного ме-
талла г™ время их затвердевания может значительно превышать длитель-
ность процесса СВ.

модели.

в центре

(3.65)
3.4.3.	Разрушающие напряжения
при сварке взрывом

При некоторых параметрах СВ соединение металлов не об-
разуется, несмотря на наличие явных следов схватывания и волнообразной
деформации контактных поверхностей. Это свидетельствует о том, что в про-
цессе соударения возникают напряжения растяжения, способные разрушить
еще ^сформировавшееся соединение. В работах [199, 233] разрушающие на-
пряжения связывают с волнами разгрузки, возникающими при отражении
УВ от свободных поверхностей пластин.

Рассмотрим этот вопрос применительно к различным конфигурациям
течения при косых соударениях. В случае, когда Ук > с0 и у<укр, косые
УВ связаны с точкой контакта на протяжении всего процесса (рис. 3.30, а).
Угол \|/ можно оценить, считая волну слабой. Используя данные работы
[172], имеем 81п у ~ с0 / Ук.

При отражении слабых УВ 1 и 2 от свободных поверхностей возника-
ют две волны разгрузки Г и 2', угол отражения которых примерно равен
углу падения УВ. Свободная поверхность приобретает в начальный мо-
мент скорость , направленную по нормали к поверхности: СО) = 2исо5\|/,
где и — массовая скорость в косой волне.

В месте встречи двух волн разгрузки возникают значительные растяги-
вающие напряжения, которые могут вызвать разрушение, если росоДи од
и 5, ф 52, где, как и ранее, од — динамический предел текучести.

В случае 5] « 52 волна разгрузки Г догоняет УВ и ослабляет ее, так
как скорость разгрузки превышает скорость УВ. При этом УВ 2 приобре-
тает форму треугольника и растягивающие напряжения образуются в ре-
зультате суперпозиции падающей и отраженной волн по классической
схеме, описанной в работе [49]. При слабых соударениях вся исходная
энергия переходит сначала в волну сжатия, а затем в волну растяжения
(соударение является упругим).

Картина распространения волн напряжений, возникающих в зоне со-
ударения, значительно сложнее [215]. В частности, метаемая пластина тол-
щиной 5| (рис. 3.31) соударяется в точке О с листом основания, поверхность
которого вблизи этой точки в результате значительного сжатия искривляе-
тся (по кривой ОН). На приведенной схеме в координатах расстояние-
время (х, /) показано распространение волн сжатия во времени (следует
подчеркнуть, что эта схема характеризует движение волн только по отно-
шению к оси х и не дает полного представления об их направлении). В
металле основания волна сжатия сначала движется с постоянной скоро-
стью (прямая Оа). С той же скоростью (при соударении двух стальных
пластин) распространяется волна сжатия в метаемой пластине (прямая
ОС), В точке С волна сжатия отражается в виде двух волн — продольной
волны растяжения и поперечной волны, встречающихся под острым углом
с волной сжатия в моменты времени Ь и Т.
Экспериментально исследовалась схема сварки с отрицательным началь-
ным углом, что позволяло получать режимы с различными значениями Ук

при Уо = сопы. Опыты проводились на пластинах с 51 = 1 мм, 512 = 10 мм из

разных металлов без жесткого основания (с0 <	< «>). Во всех этих опытах

происходило образование отколов со стороны нижней поверхности непод-
вижной пластины. Толщина отколов несколько превышала толщину метаемой
пластины. Для измерения скорости движения искусственных и естествен-
ных отколов применялась скоростная фотосъемка в проходящем свете. Ско-
рости движения отколов в обоих случаях оказались соизмеримыми со скоро-
стью движения метаемой пластины. Они несколько уменьшались (от 700 до
400 м/с) с уменьшением скорости перемещения точки контакта. Эти факты
подтверждают существование высоких напряжений разгрузки при V* > с0.

В случае, когда > с0 и у > уК1, существует дозвуковое течение за фро-
нтом косых УВ, которые отходят на некоторое расстояние от точки конта-
кта. Поэтому волны или кумулятивная струя могут образовываться наряду
с существованием отошедших УВ и волн разгрузки (рис. 3.30, б). При вза-

имодействии волн разгрузки возникают растягивающие напряжения и воз-

можны отколы. Это интересное явление можно наблюдать при симметри-

чном соударении пластин примерно одинаковой толщины и использова-

нии ВВ с большой скоростью детонации. Например, удалось наблюдать

откол всего на расстоянии 0,2...0,5 мм от вол-
нообразной границы соединения. Таким об-
разом, использование данного режима соуда-
рения для сварки металлов, несмотря на на-
личие волнообразования, нецелесообразно.

В дозвуковом режиме (Ук < с0, у > 0) УВ,
возникающие в первые моменты соударения,
со временем «убегают» от точки контакта со
скоростью, равной разности скорости звука
и скорости точки контакта (с0 - Ук). На на-
чальных стадиях соударения при отражении
УВ и взаимодействии волн разгрузки могут
возникнуть напряжения растяжения, которые
при 51 < 52 следует учитывать на расстоянии
I = 2а2к<с0 - ЪУ'.

Рис. 3.31. Схема распростране-
ния УВ при соударении

I] — 5-1832
За пределами этого участка отраженная волна выходит на свободную
поверхность неподвижной пластины перед точкой контакта и вновь отра-
жается. Со временем вблизи точки контакта в результате многократной
интерференции волн сжатия и растяжения реализуется состояние, слож-
ное для описания с помощью теории УВ. Необходимо также учитывать
поведение металла в конце пластин, где в результате отражения УВ от тор-
цовых поверхностей возникают напряжения растяжения, способствующие
разрушению соединения и образованию значительных отколов в более мас-
сивной неподвижной пластине.

В связи с трудностями теоретического анализа установившегося режи-
ма определенный интерес представляют измерения скорости движения
специальных пластин, приклеиваемых к нижней поверхности неподвиж-
ного листа в дозвуковом режиме соударения. В проведенных опытах Ук
изменялась в диапазоне от 1,5 км/с до с0, а Уо = соп$(.

Измерения скоростей движения таких пластин показали, что в преде-
лах ошибки измерения (±10 м/с) они не зависят от толщины искусствен-
ных отколов и равны скорости пластин после их сварки. При Уло = 800 м/с,
= 1 мм, 32 = 10 мм скорость движения приклеенной пластины равна
75 м/с, что на порядок меньше скорости их движения в сверхзвуковом ре-
жиме, что указывает на отсутствие значительных растягивающих напря-
жений. Этот факт нельзя считать неожиданным, так как согласно гидро-
динамической модели соударения снятие дааления происходит постепенно
и давление вблизи контактной поверхности имеет максимальное значение.
Проведенные эксперименты позволили высказать предположение о суще-
ствовании на поздних стадиях соударения слабых упругих растягивающих
напряжений, возникающих, по-видимому, в результате перехода материа-
ла из пластического в упругое состояние. Максимальное значение этих на-
пряжений не должно превышать динамические пределы текучести свари-
ваемых металлов.

Однако даже такие невысокие напряжения могут стать причиной раз-
рушения сварного соединения, если принять во внимание, что полное за-
твердение участков расплавленного металла при форсированных режимах
сварки происходит относительно медленно.

При СВ упругие напряжения могут быть частично или полностью ском-
пенсированы внешним остаточным давлением продуктов взрыва. Для при-
ближенной оценки давления продуктов взрыва в зависимости от началь-
ного расстояния между пластинами можно использовать формулы [29]:

Г	2К Г'5

Р = РОр + ^\^-1)(^+в ,

» = „ ГрооТ = Род2 ГрооТ
Лр[р0] 2(/с + 1)[р0_’

Здесь рср — среднее давление ПД при мгновенной детонации, равное
половине давления на фронте детонационной волны; к — показатель
адиабаты ПД; кривые разгона метаемой пластины описываются выра-
жениями

К = 0,14 + у2/3 = О,58ро + у2/3 ’

* = 1ПХ^Г> = Ж* 1 II175/'3,

где р — угол поворота пластины; х и у — текущие декартовы координаты
точки метаемой пластины.

При больших значениях й0 необходимо учитывать дополнительное по-
вышение давления продуктов взрыва за счет их мгновенного торможения
в момент соударения пластин. Для примера рассмотрим параллельное
расположение пластин на расстоянии = уб0. К моменту соударения

метаемая пластина пройдет путь у = /^80 и разгонится до скорости
Уу ~ ^оУ2/3 (У2/3 +	(ЗЯ)]-1, где п — коэффициент, учитывающий влияние

параметров ВВ на кривые разгона пластин. Плотность р/ро и давление ру
продуктов взрыва можно оценить по формулам (3.4) и (3.5).

Скорость продуктов взрыва в первом приближении можно принять
равной скорости движения метаемой пластины Уу = Ио. При соударении
пластин в продуктах взрыва возникает косая УВ, которая обусловливает их
торможение. Для оценочного расчета рассматривается одномерное приб-
лижение, т. е. предполагается, что скорость газов перпендикулярна к по-
верхности пластин, а УВ параллельна ей.

Параметры газов за фронтом плоской УВ определяются известными
соотношениями [31]:

?вв ~ Ру ~ &Рув - Рув^увЯув •	(3.66)

иув ~ ?у = 2ЯУВ(1 - СуВЯув)(& + 1) 1, (3.67)

Сув ~ круру.	(3.68)

Здесь Уу, ру, ру — начальные параметры
газов; рвв — давление ПД в отраженной
волне, образовавшееся при внезапном то-
рможении пластины; иув — массовая ско-
рость УВ; Яув — скорость УВ в продуктах
взрыва; сув — скорость звука; к — показа-
тель адиабаты.

Рис. 3.32. Распределение (сплошные линии) и
Ру (штриховые) при:

1 — 5о= 8 мм, г = 0,35, О — 6,0 км/с. п - 1.0, 8,=
= 3 мм, к - 3; 2 — 80 - 20 мм, г = 1,0, О - 3,5 км/с,
л = 1,7, 8| = 2,5 мм, к - 3

II
Совместным решением этих уравнений при заданных значениях к, й0, О
и Ио можно рассчитать зависимость результирующего давления от безраз-
мерного начального расстояния между пластинами у =	. На рис. 3.32

приведено распределение вдоль оси у давлений /?вв и ру для двух режимов
соударения.

Таким образом, для большого числа металлов при использовании
параллельной схемы сварки остаточное давление продуктов взрыва может
существенно уменьшить или вообще свести к минимуму влияние упругих
растяжений. Поэтому наиболее прочное соединение образуется в случае
сравнительно небольших начальных расстояний й0 порядка (0,1...0,2) 80,
когда давления рвв еще достаточно велики.

3.4.4.	Пластические деформации
и вязкость металлов

Роль пластических деформаций в процессе образования
соединений при СВ анализировалась в ряде исследований [234, 235]. В работе
[234] описана методика определения остаточных деформаций при СВ, заклю-
чающаяся в измерении искажений координатных меток, нанесенных на
шлиф, запрессовывавшийся в неподвижную пластину. Были построены экс-
периментальные зависимости деформации от расстояния до границы раздела
и высказано предположение об определяющем влиянии максимального
сдвига на прочность образующегося соединения. Описанная методика пред-
ставляет1 существенный интерес. Реперные линии, как будет показано далее,
широко используются для оценки поля смещений и построения теоретиче-
ских моделей поведения материалов в условиях СВ.

Недостаток этой методики заключается в трудности определения де-
формаций и смещений на поверхности соударения. Этот недостаток, к со-
жалению, является общим для всех известных в настоящее время методов
изучения СВ. Отсутствие информации о деформационных процессах на
поверхности соударения не позволяет оценить справедливость феномено-
логических построений, на которых базируется аналогия между СВ и раз-
личными способами соединения металлов в твердой фазе, предлагаемая в
работах [234, 235] и ряде других исследований. Пластические деформации
при соударениях исследовались в Институте гидродинамики СО АН СССР
при помощи следующей методики [236]. В метаемой пластине просверли-
валось отверстие диаметром 0,3...0,5 мм, в него плотно запрессовывалась
проволока из того же материала. В неподвижной пластине фрезеровалась
канавка прямоугольного сечения и в нее плотно вставлялась пластина так-
же из материала неподвижной пластины. Для четкого выделения границы
раздела последние припаивались медью (для стальных образцов) или сере-
бряным припоем (для медных образцов). При исследовании поведения
алюминия для связи использовалась эпоксидная смола, толщина заполни-
теля во всех случаях не превышала 0,05 мм. Подготовленная таким обра-
зом неподвижная пластина устанавливалась на деревянном основании, ис-
пользовалась параллельная схема СВ, полу-
ченные двухслойные образцы разрезались
в направлении движения точки контакта,
затем полученные микрошлифы исследо-
вались. Измерялось горизонтальное откло-
нение г реперных линий в зависимости от
расстояния до границ раздела г(у) (рис. 3.33).
Характерный график экспериментальной
зависимости г(у) изображен сплошной ли-
нией на рис. 3.34. Обработка экспери-
ментальных кривых г = г(у) для нижней
более толстой пластины показала, что при
у > 51 (5( — толщина верхней пластины)
они хорошо описываются уравнением па-
раболы:

г = а(у-52У.	(3.69)

Дальнейшими экспериментами, прове-
денными по этой методике в Институте
гидродинамики, показано, что даже для
достаточно больших значений толщины
нижней пластины 52 форма получаемых
реперных линий зависит от характера ос-
нования, на котором лежит нижняя плас-
тина. В случае жесткого основания (см.
рис. 3.35) аппроксимирующая формула (3.69)
неприменима для обработки реперных ли-
ний, изменение характера деформации мо-
жет оказать существенное влияние на про-
цесс СВ и свойства полученных соединений.
Методика реперных линий использована
также для исследования процесса соударе-

ний биметаллических пластин [237]. Предварительно полученные СВ двух-
слойные образцы алюминий + медь и алюминий + дюраль просверливали
в середине, в отверстия диаметром 0,35...0,50 мм запрессовывали медные
проволочки, образовывающие реперные линии, а потом ставились экспе-
рименты по симметричным соударениям этих пластин и полученные
четырехслойные образцы разрезались вдоль реперных линий. Эксперимен-
тально было показано, что когда внутренние слои соударяющихся пластин
состоят из алюминия, а внешние из меди или дюраля, то реперные линии
претерпевают разрыв, который зависит от толщины слоев и угла соударе-
ния. В случае, когда внутренний слой был из меди, а внешний из алюми-
ния, реперные линии сохраняли непрерывность, но на границе слоя обра-
зовывался перегиб.

Вязкость металлов. Для анализа результатов экспериментов с реперны-
ми линиями использовано понятие о вязкости металлов в условиях высо-
коскоростных соударений [238, 239].

Рис. 3.34. Смещение реперных
линий:

1 — расчет; 2 — эксперимент

Рис. 3.35. Реперные линии при СВ
на жестком основании
Рис. 3,36, Схема к расчету вязкости

Рассмотрим движение в системе ко-
ординат, связанной с точкой контакта.
Как показывают эксперименты, в обыч-
ных режимах сварки взрывом, сопрово-
ждаемых волнообразованием, устойчи-
вая кумулятивная струя не образуется.
Поскольку при соударении струй идеаль-
ной жидкости скорость на свободной

поверхности должна быть постоянной, при отсутствии обратной струи не

будет выполняться закон сохранения импульса.

Выберем систему координат, связанную с точкой контакта, таким об-
разом, чтобы за точкой контакта отсутствовала вертикальная компонента
скорости (рис. 3.36). Пусть в точке контакта находится источник, форми-
рующий своеобразную «затопленную струю», в которой горизонтальная
компонента скорости меньше, чем в окружающем потоке. Полагаем, что в
затемненной области действует вязкость, происходит диффузия горизонталь-
ной скорости и на бесконечности скорости выравниваются по сечению
потока. В незатемненной области влиянием вязкости можно пренебречь.
Обозначим, как обычно, 8, и 82 толщины соударяющихся струй на бес-
конечности, р] и р2 их плотность, у, и у2 углы соударения, 13 скорость
точки контакта (для удобства).

Из закона сохранения импульсов по вертикали у в соответствии с
условием выбора системы координат имеем

рДС^ащу, = р282(728ту2.

При малых углах У1 и у2 из (3.63) получаем

^2(Р151у1 - Р232У2) = 0.

Обозначим у угол соударения, у = у, + у2 и воспользовавшись этой
формулой, получим

у -	Р^2 у

1 рД+рЛ

_	р,8,

Р|&1 + Рг&2

Воспользовавшись законом сохранения импульсов по оси х, опреде-
лим горизонтальную скорость на бесконечности за точкой контакта:

_ (7 у2 рДрД

+“	2 (рД+рЛ)2’

Теперь исследуем диффузию горизонтальной скорости, вызываемую
присутствием вязкости. Уравнение диффузии имеет вид

тт ди д ди
I/ — - —у— ,
Эх ду ду
где у = ц/р- кинематический коэффициент вязкости. Проинтегрируем
это уравнение от -«> до ъ» по х всюду, кроме линии, проходящей через
точку контакта:

д2_

-«_.) = <44-

(3.70)

Здесь введено обозначение

р(х, у)4х = 1к(у),

где ^(у) — смещение точки по горизонтали из своего горизонтального
положения, наблюдаемое в эксперименте. В данной постановке — это
добавка к скорости точки контакта вверх по потоку, равная нулю. Зададим
граничные условия:

— = 0 при у = 81

-^- = о при у = а2

означающие отсутствие напряжений на свободных границах. Из этих
условий и уравнения (3.70) получим

г(у) =

...ре5'8* 5Ш2*
у(8,+82)	2

для неподвижной пластины. Сравнив это выражение с формулой (3.70),
получим формулу для определения коэффициента вязкости

Ц =



о(81+8:)	2

Как видим, вязкость зависит от параметров соударения; таким образом,
металлы в наших условиях следует считать не ньютоновски ми жидкостями.

Конкретные значения для коэффициентов вязкости различных метал-
лов, определенные в экспериментах, приведены в табл. 3.6 (221] (см. также
гл. 2). Коэффициенты вязкости различных металлов, полученные в усло-
виях СВ, можно сопоставить с результатами других авторов, изучавших
вязкость металлов в условиях высокоскоростных соударений. Так, еще в
ранних экспериментах А.А. Ильюшина на ударном копре, результаты ко-
торых были опубликованы в 1940 г. [240], были найдены коэффициенты
вязкости для алюминия и стали, близкие к приведенным в табл. 3.6. При
этом вязкость стали, определенная в работе [240], практически совпадает
со значением, приведенным в [28], а вязкость алюминия отличается при-
мерно на порядок от приведенной в [28], что не следует считать большим
расхождением из-за существенного различия в условиях нагружения.
Таблица 3.6. Коэффициенты динамической вязкости металлов при СВ

Материал	8Н см	8ц см	с/. кг», см/с	V	р  10м, Па  с	
					У = 8,	Х=25(
Алюминиевый	0,2	2	2,5	20*30'	0,65	0,66
сплав Д16	0,4	3	3,1	14"	0,74	0,79
Медь М3	0,4	1,4	1,7	21е	2,1	2,7
	0,4	2,4	4,2	14’20'	2,5	2,0
Сталь СтЗ	0,4	2,8	3,1	15’20'	3,9	4,1
	0,4	3,0	4	14’20’	4,8	4,8
Ниобий	0,2	2,9	2,5	18°	2,2	2,2
	0,2	2,85	2,1	13’10'	2,1	2,2
Титан	0,4	3,55	2,5	22’32'	4,3	4,3
	0,4	3,55	2,7	21°	4,2	4,4
Свинец	0,23	2,3	1,2	10’	0,56	0,52
	0,21	2,7	1,4	9’30’	0,55	0,53

Наиболее важным параметром, определяющим вязкость в условиях
динамического нагружения, является скорость деформации ё. В насто-
ящее время наиболее подробно исследован диапазон малых скоростей
деформации, достижимый с помощью обычных машин для испытаний на
растяжение, где значение ё можно изменять от 10’4до 103с~1. Для боль-
ших скоростей деформации (10э 5ё < 104с') используются ударные испы-
тания на копрах [240, 241]. В этих работах для определения вязкости стали
и алюминия при ё = 103 с-1 применялась модель вязкопластического тела.
В работе [2371 опубликован метод определения вязкости металлов при
симметричных косых соударениях пластин, когда происходит образование
кумулятивных струй. Оценки вязкости стали и алюминия выполнены в
этой работе для скорости деформации порядка Ю’с’*. Вязкости,
приводимые в работе [238], хорошо согласуются с результатами иссле-
дований, опубликованных в работах [239, 242], где изучалось развитие
малых возмущений на фронте УВ. Диапазон скоростей деформации, пред-
ставленный в этих исследованиях, по-видимому, близок к скоростям
деформации, наблюдающимся в процессе формирования кумулятивных
струй.

В работе [218] приведены экспериментальные данные о вязкости мяг-
кой стали в условиях прокатки с подогревом (ё = Юс'1), а также в услови-
ях штамповки (ё = 102с'*). Оцененные таким образом вязкости использо-
ваны для построения схемы СВ, основанной на исследовании вихревой
дорожки Кармана. На рис. 2.12 приведены экспериментальные коэффи-
циенты вязкости стали и алюминия для различных скоростей деформации.
Полученные кривые ц = ц(ё) обнаруживают тенденцию к уменьшению
вязкости при увеличении скорости деформации. При ё > 104 с-1 вязкость
исследованных металлов, особенно алюминия, начинает слабо зависеть от
скорости деформации, поэтому металлы можно приближенно рассматри-
вать как ньютоновские жидкости.
Необходимо отметить, что это предельное значение вязкости Ю^ЛОЧТа  с
примерно на шесть порядков превышает вязкость обычных жидкостей, в
том числе и расплавов металлов. Таким образом, при больших скоростях
деформации, развивающихся при соударениях, металл приходит в состоя-
ние, промежуточное между твердым телом и жидкостью [243]. Время ре-
лаксации касательных напряжений

*	т = ц/С,

где С — модуль сдвига, определяющий скорость перехода произвольного
тензора напряжений в шаровой, характерный для жидкости, уменьшается
по сравнению с исходным примерно на десять порядков, но на пять поря-
дков превышает время релаксации касательных напряжений в обычных
жидкостях.

3.5.	УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ СОЕДИНЕНИЙ
ПРИ СВАРКЕ ВЗРЫВОМ

3.5.1.	Гидродинамические представления

При высокоскоростном соударении пластин возможны ра-
зличные конфигурации течений металла, качественно отличающиеся друг от
друга. Оказывается, что образование соединения соударяющихся тел возмож-
но только в некоторых из них. Границы существования возможных конфигу-
раций течений обычно определяют в плоскости координат у — Ук, которые
являются основными параметрами в случае описания процесса в рамках гид-
родинамической модели соударения.

В многочисленных опытах с нормальными соударениями (у0 = О, Ук —><»)
не удалось получить соединения металлов, несмотря на их предваритель-
ную тщательную очистку даже при давлениях свыше 106 атм, достаточных
для сближения поверхностей на расстояния действия межатомных сил. Об
этом свидетельствует тот факт, что в результате подобных соударений раз-
нородных металлов одна из контактных поверхностей покрывалась тончай-
шим слоем другого металла, т. е. вначале происходит схватывание металлов,
а затем разрушение вблизи контактной поверхности. Причиной разруше-
ния в данном случае являются значительные растягивающие напряжения,
возникающие при взаимодействии волн разгрузки. Аналогичная картина
наблюдается при косых соударениях, если возникающие косые ударные
волны связаны с точкой контакта. В этой области Ук > с0 и у < укр, а ее
граница изображена на рис. 3.37 кривой /, положение которой может быть
рассчитано по известной методике [189, 244].

Ситуация резко изменяется при переходе к режимам, при которых ре-
ализуется существенная пластическая деформация поверхностных слоев
металлов. Это происходит в случае образования кумулятивной струи или
волн. При этих режимах прочное соединение тел возможно в достаточно
широком диапазоне параметров соударения и поэтому они являются наи-
более технологичными. Область существования режимов кумуляции или
волнообразования ограничена на рис. 3.37 справа кривой /, а слева пря-
мой II(Ук = И/7), параллельной оси ординат.
Рис. 3.37. Граничные условия существова-
ния соединения (окно свариваемости) при
СВ (НГ и ВГ — нижняя и верхняя границы)

Критическое значение скорости
точки контакта V”, определяющее
положение прямой //, соответствует
режимам, при которых критическое
давление в области соударения

Л₽ = 0.5р^	(3.71)

соизмеримо с теоретической проч-
ностью металлов на сдвиг (порядка
С/2л). Традиционно в качестве ха-
рактеристики динамической проч-
ности металлов принимают твер-
дость по Виккерсу (НУ). Эмпири-
ческое выражение для Укц при этом

принимает вид [28, 217]:

И" = д/20НУ /р или д.р*10НУ,

(3.72)

Таким образом, прямая П определяет границу пластического течения
в окрестности точки контакта с учетом влияния прочностных свойств.

Многие авторы отмечают, что в случае соударения пластичных метал-
лов (Си, А1, Ре) образование соединений возможно даже при менее
интенсивных режимах соударения, т. е. в области параметров между пря-
мыми // и III. При таких режимах вблизи контактных поверхностей наб-
людаются сдвиговые деформации с прямой границей раздела между
металлами [217, 236, 246]. Специальные исследования этих режимов сви-
детельствуют о существовании в этой области аномальных обратных
потоков массы, скорость которых значительно ниже скорости кумулятив-
ной струи, рассчитанной по гидродинамической теории [246].

Существование аномальных режимов в области Уки < Ук < Ук1{ можно
объяснить следующим. При анализе процесса волнообразования отмеча-
лось, что размер полуволны л /2 соизмерим с полушириной эпюры дав-
ления вдоль контактной границы. Поэтому образование волн возможно,
когда давления превышают соответствующие прочностные характеристики
в пределах всей полуширины эпюры давлений. Это условие выполняется
при 0,5Ртмм >	, т. е. 0,25 (рИ")2 > р^.

В области Ук1 <Ук < Ук границы возможного пластического дефор-
мирования значительно сужаются и становятся меньше полуширины эпю-
ры давления, что приводит к срыву процесса волнообразования и умень-
шению скорости потока массы впереди точки контакта.

При дальнейшем уменьшении скорости точки контакта до значений
Ук1 область пластического деформирования уменьшается и исчезает при
р < ркр, т. е. 0,5 (рИКр7)2 > ркр. Следовательно, можно ожидать, что Ук1 =
=	, а область существования аномальных не очень интенсивных ре-

жимов СВ является сравнительно узкой. Поэтому эти режимы недоста-
точно стабильны и редко применяются на практике.

Таким образом, область, лежащая между прямой ///, осью Ук и кривой I,
соответствует режимам соударения, при которых реализуется пластическое
течение металлов, сопровождающееся появлением потока массы впереди
точки контакта (самоочищением контактных поверхностей) и образовани-
ем новых атомных связей между соударяющимися телами.

Большинство авторов, проводивших экспериментальное исследование
в целях определения нижней границы (НГ) СВ в области минимальных
значений скорости соударения Уо> отмечают существование критических
значений скорости движения метаемой пластины Ко', ниже которой сварка
и какие-либо поверхностные эффекты вообще отсутствуют. Эта дополни-
тельная НГ СВ изображена на рис. 3.37 штриховой кривой, описываемой
при малых углах соударения выражением вида Ко = Ук	- =

= СОП51.

В настоящее время продолжаются поиски более строгого физического
объяснения НГ СВ (см., например, п. 3.5.3).

В свое время Р. Уитмен [236] предположил, что это критическое ус-
ловие определяет минимальный уровень давлений, необходимый для дос-
тижения в момент соударения такого состояния тел, при котором возмож-
ны поверхностные эффекты и образование обратного потока массы. Для
оценки минимального значения скорости пластины применяются форму-
лы для нормальных соударений (3.25), полагая в них р= 5от. Удовлетвори-
тельное совпадение с экспериментами дает также эмпирическая формула
Ко = овр-0’5, где ов — предел прочности. В этом случае формула для оп-
ределения НГ при СВ имеет вид: уУк = <твр-0’5.

; А.А. Дерибас и И.Д. Захаренко [246] также получили подобную эмпи-
рическую формулу:

у К* = 1,14(НУр",)°’3.	(373)

В работе [245] на основании приближенных теоретических оценок
сделан вывод, что нижняя граница, описываемая формулой (3.73), опреде-
ляется из условия отсутствия обратной струи при наличии сил, тормозя-
щих образование струи при малых углах соударения.

Кроме того, известно, что при высоких значениях скорости точки ко-
нтакта, когда давление и температура максимальны, что непосредственно
следует из формул (3.28) и (3.52), влиянием вязких сил можно пренебречь.
Возможна еще одна физическая трактовка НГ СВ.

Выше было показано, что в области, лежащей ниже кривой НГ, в мо-
мент соударения реализуются параметры, при которых основная масса со-
ударяющихся пластин находится в упругом состоянии. В этом случае мо-
жно ожидать изменения самой схемы соударения и основных формул для
расчета у и Ук. Поэтому не исключено, что режимы соударений с парамет-
рами у и у*, лежащими ниже кривой НГ, практически не могут быть реа-
лизованы. Это предположение может быть проверено экспериментально
путем точного измерения параметров соударения в этой области. Косвен-
но же его подтверждают экспериментальные данные по определению НГ
СВ в случае использования пластин разной толщины.

В результате этих исследований обнаружено увеличение критической
скорости соударения при уменьшении толщины метаемой пластины. Мо-
жно предположить, что требуется определенная минимальная кинетиче-
ская энергия, ниже которой соударение имеет упругий характер.

При объяснении природы НГ необходимо, по-видимому, дополните-
льно учитывать толщину окисных пленок и тонкую геометрическую струк-
туру поверхностных выступов и впадин, так как последние при очень ма-
лых углах у могут стать причиной изменения локальной скорости точки
контакта.

Таким образом, область, ограниченная прямой /// и кривыми НГ и /,
соответствует тем режимам соударения, при которых происходят само-
очищение контактных поверхностей, пластическая деформация и в ко-
нечном итоге сварка пластин. При этом прочность сварных соединений
зависит от интенсивности и значения пластической деформации

Деформация металлов в ОШЗ изучалась с помощью координатных се-
ток. Эта методика позволила установить общие закономерности плас-
тической деформации металлов в зоне сварного соединения и получить
выражение для сдвиговой деформации в направлении распространения
детонации в следующем виде:

(1х/4у = -х0	ехр(- Ву[у),

где В — эмпирический коэффициент; х — смещение материала; у — рас-
стояние от границы раздела материалов. Зная сдвиговую деформацию,
можно оценить количество дислокаций, проходящих через определенную
площадь. Согласно этому выражению деформация материала на границе
соединения стремится к бесконечности, что возможно при образовании
кумулятивной струи. При этом количество дислокаций, выходящих на по-
верхность соединения, также стремится к бесконечности.

Согласно экспериментальным исследованиям А.Н. Кривенцова и В.С. Се-
дых [247] существует зависимость предела прочности свариваемых матери-
алов от максимальной деформации сдвига у линии соударения. Соедине-
ние становится равнопрочным основному металлу при 8^ = 35 %. В обла-
сти между прямыми Ш и // при отсутствии волнообразования деформа-
ции не достигают этого уровня. Поэтому даже незначительные случайные
изменения параметров соударения могут привести к появлению локальных
дефектов.

В режимах волнообразования справа от прямой // реализуются боль-
шие сдвиговые деформации #^>30%. Кумулятивные режимы сварки
также характеризуются высоким уровнем деформации, но они недостаточ-
но устойчивы и практически не могут быть реализованы в случае несим-
метричных соударений. Поэтому большинство технологических разработок
основано на применении таких режимов соударения, при которых обеспе-
чивается устойчивое волнообразование.

С увеличением параметров у и К происходит интенсификация плас-
тической деформации, сопровождающаяся появлением в зонах соедине-
ния локальных участков расплавленного металла и других дефектов, сни-
жающих прочность соединений. При форсированных режимах соударения
возможно полное разрушение образовавшегося соединения под действием
упругих растягивающих напряжений в том случае, если к моменту их поя-
вления не успевает произойти полное затвердение участков расплавлен-
ного металла. Это условие определяет верхнюю границу (ВГ) СВ (рис. 3.37).

Соответствующую формулу для расчета кривой В Г можно получить из
условия тс > тт, где тс — длительность соударения, а т, — время затвердева-
ния участков расплавленного металла.

Длительность соударения или время прихода в зону соединения рас-
тягивающих напряжений в исследованиях оценивается как время прихода
волн разгрузки от поверхности тонкой пластины: тс = 28^'. Это опреде-
ление, как показано выше, справедливо только для начального периода
сварки, когда процесс соударения еще не установился и в случае СВ плас-
тин этот участок занимает незначительную площадь.

Время прихода растягивающих напряжений можно определить по гид-
родинамической модели соударения, исходя из условия, что они возника-
ют в тот момент, когда максимальное давление становится меньше ди-
намического предела текучести. В работе [248] для количественной оценки
длительности соударения использованы также упругая и акустическая мо-
дели соударения.

В результате сравнения результатов расчета по трем различным моде-
лям соударения авторы этой работы рекомендуют для оценки тс применять
выражение тс	где = 0,5 + 0,66р И/С"1, О — модуль сдвига мате-
риала. Для практических целей можно полагать тс -	.

Ранее (п. 3,4.2) количественная оценка времени затвердевания участ-
ков расплавленного металла выполнена для модели мгновенного линей-
ного источника тепла, размещенного в центре вихревой зоны. Учитывая
уравнения (3.63), (3.65) и принимая во внимание, что « есТ^ , получаем

= 1,38?5т4О,5уК/(1-К2со-2)	(у74)

/сТм

Из условия тс > тт можно легко получить критерий, определяющий по-
ложение кривой ВГ (см. рис. 3.37) для заданной толщины метаемой плас-

тины:

ып 0,5у <



(3.75)
В работе [248] этот критерий определен при допущении, что на гра-
нице раздела расположен плоский мгновенный источник тепла. Соответ-
ствующее выражение имеет вид

ып0,5у 14,7И/5/4

(176)

М’5

Выражения (3.75) и (3.76) позволяют качественно объяснить встреча-
ющиеся в лабораторной практике случаи полного разделения пластин по-
сле соударения, несмотря на наличие волн на их контактных поверхнос-
тях. С учетом неравенств (3.75) и (3.76), определяющих область между вер-
хней и нижней границами, условия для получения соединений при СВ
приобретают вид

О 57 / НУ < $] п 0 5-у < I

ПН2 й5,п0’5уйй,к’(1-^)

(3.77)

при И/" < К < с0.

Из этого неравенства вытекает важный в технологическом отношении
вывод о том, что для любого материала существует некоторая максималь-
ная толщина метаемой пластины, при которой еще можно получить и со-
хранить образовавшееся соединение.

Количественные оценки по уравнению (3.77) показывают, что для бо-
льшинства металлов предельные толщины достаточно велики. Однако для
сварки прочных материалов с плохой теплопроводностью (например, ти-
тана) используемые в практике толщины могут превышать предельные.
Поэтому в подобных случаях необходимо применять дополнительные ме-
ры для компенсации растягивающих напряжений путем увеличения оста-
точного давления продуктов взрыва в момент соударения пластин.

Полученное выражение (3.76) для ВГ сварки не учитывает положите-
льного влияния остаточного давления продуктов взрыва, которое может
существенно расширить эту границу, частично компенсируя растягиваю-
щие напряжения. Поэтому критерий (3.76) имеет скорее качественный ха-
рактер и не может быть использован для практических расчетов оптима-
льных режимов СВ.

Таким образом, затемненная на рис. 3.37 зона, границы которой опре-
деляются формулами (3.33), (3.72), (3.73) и (3.76), является областью пара-
метров, при которых возможна СВ. Соответствующие режимы характери-
зуются наличием развитой пластической деформации вблизи границы раз-
дела и существованием обратного потока частиц или кумулятивной струи
впереди точки контакта. Это позволяет сделать вывод о том, что наличие
пластической деформации в зоне соударения является обязательным усло-
вием СВ. Данный вывод полностью соответствует общей теории сварки
давлением [249].

Согласно этой теории схватывание металлов происходит в результате
твердофазных топохимических реакций, для протекания которых требует-
ся сближение поверхностных атомов на расстояние, соизмеримое с перио-
дом решетки, и их возбуждение до такого уровня энергии, при котором
возможны обменные процессы между внешними электронами.

Обычно рассматриваются три основные стадии этого процесса: обра-
зование физического контакта (очищение и сближение), активация поверх-
ностей и объемное взаимодействие. В настоящее время доказано [249], что
требуемая для схватывания активация атомов происходит в месте выхода в
зону физического контакта дислокаций за счет образования вокруг них
поля упругих искажений, в пределах которого энергетическое состояние
атомов соответствует уровню, необходимому для разрыва и образования
химических связей. Участок поля упругих искажений вокруг дислокации
принято называть активным центром.

Поэтому пластическая деформация является одним из главных факто-
ров, активизирующих процесс схватывания при любых способах соедине-
ний металлов в твердой фазе. Полное время схватывания определяется
плотностью дислокаций и частотой их выхода в зону контакта, т. е. не то-
лько накопленной деформации, но и ее скоростью.

Третьей стадии присущи рекристаллизация, диффузия, плааление, уп-
рочнение, образование остаточных напряжений и т. д. В работах [250] по-
казано, что эти специфические для каждого вида сварки процессы влияют
на формирование соединения и его качество. В ряде случаев эти процессы
являются определяющими.

Механизм образования соединения при СВ имеет свои специфические
особенности по сравнению с другими способами сварки давлением. Рас-
смотрим основные из них.

Самоочищение поверхностей и образование физического контакта. Од-
ной из главных отличительных особенностей поверхностной пластической
деформации при всех режимах СВ является образование перед точкой ко-
нтакта потока массы (струи или частиц), который приводит к самоочище-
нию свариваемых поверхностей. Наиболее ярко выражен этот процесс при
режимах кумуляции, когда поверхностные слои полностью удаляются из
области соударения.

При волнообразовании поверхностные пленки разрушаются и частич-
но удаляются в виде отдельных частиц, заполняющих пространство перед
точкой контакта, и их можно зафиксировать с помощью импульсной рент-
геновской фотографии (см. рис. 3.17). Не менее важным процессом, спо-
собствующим образованию чистых поверхностей, является показанный на
том же рисунке снос поверхностного слоя в вихревую зону — зону ин-
тенсивного перемешивания металла.

При сварке пластин, имеющих на поверхности окалину, значительная
ее часть концентрируется в вихревых зонах, что снижает прочность соеди-
нения. Поэтому в режимах волнообразования самоочищение поверхностей
является неполным и для получения качественного соединения требуется
предварительная механическая зачистка, обработка или травление свари-
ваемых поверхностей. Самоочищение характерно для не очень интенсив-
ных режимов СВ в области И/" < Ук < (см. рис. 3.37), когда существу-
ют низкоскоростные обратные потоки массы и наблюдается небольшая
сдвиговая деформация вблизи границы соединения [246].
Известно, что при 'способах сварки давлением с низкоинтенсивным
силовым воздействием (холодная сварка, прессовая сварка и т. д.) для об-
разования физического контакта необходимо сблизить поверхности на
расстояние действия сил Ван-дер-Ваальса. Сближение под действием этих
сил происходит до тех пор, пока не начнется перекрытие стабильных эле-
ктронных оболочек атомов и появятся быстрорастущие при дальнейшем
сближении силы отталкивания. При высокоскоростном соударении тел
внешние силы намного превышают максимальные значения сил Ван-дер-
Ваальса. Поэтому образование физического контакта происходит под дей-
ствием внешних сил и возможно сближение атомов на более близкие рас-
стоян ия.

Активация поверхностей. Полное схватывание двух поверхностей воз-
можно при определенной плотности активных центров [249]. При диамет-
ре активного центра порядка 3 мкм и плотности подвижных дислокаций
107 см2 доля активированных атомов достигает приблизительно 70 %. Не-
обходимо учитывать, что в случае прекращения движения дислокации ак-
тивный центр через некоторое время релаксирует, т. е. возбужденные ато-
мы в результате взаимодействия со своими соседями возвращаются в нор-
мальное состояние. Следовательно, достижение заданной плотности акти-
вных центров определяется количеством дислокаций, частотой их выхода
на контактную поверхность и временем релаксации активного центра. Од-
ной из характерных особенностей действия на металлы интенсивных удар-
ных нагрузок является их сильное упрочнение при малом уровне остаточ-
ных деформаций [41, 49].

В данном случае механизм деформации изменяется так, что главную
роль играет зарождение различных структурных дефектов, увеличение их
плотности, а не их передвижение [249, 250]. Кроме того, подвижность дис-
локаций становится ограниченной и резко возрастает роль таких механиз-
мов деформации, как двойникование, множественное скольжение по не-
параллельным плоскостям сдвига и т. д.

В работах П О. Пашкова и его учеников [41] по исследованию упроч-
нения металлов УВ показано, что плотность дислокаций, реализуемая в
результате ударного воздействия на материал, увеличивается вследствие
протекания различных процессов:

X = ЛГ0 + ЛГ(р) + 2У(/>) + Л'(е),	(3.78)

где М- общая плотность дислокаций; — исходная плотность дислока-
ций в материале; #(р) — плотность дислокаций, зарождающихся за счет
сжимаемости на фронте УВ; #(/>) — плотность дислокаций, возникающих
в результате движения дислокаций при сохранении высоких давлений;
/У(е) — плотность дислокаций, возникающих в результате движения дис-
локаций при разгрузке (остаточная деформация).

Остаточная деформация сопровождается дополнительным увеличени-
ем плотности дислокаций, если во время сжатия еще не достигнуто насы-
щение. При статической деформации накопление дислокаций определяет-
ся только последним членом уравнения (3.78).
Убедительное доказательство резкого увеличения плотности различ-
ных дефектов структуры при прохождении УВ получено в свое время
М.А. Могилевским [99]. Он проводил измерения плотности дефектов пу-
тем снятия кривых электросопротивления при изохронном нагреве мед-
ных образцов, деформированных УВ при температуре жидкого азота. В
частности, для давлений 70 кбар плотность дислокаций равна 1011 см-2.

Исходя из изложенного, можно сделать предположение, что в услови-
ях высоких динамических давлений и скоростей деформации, характерных
для СВ, должна значительно уменьшиться минимальная остаточная дефо-
рмация, которая необходима для активации и схватывания по всей конта-
ктной поверхности. Эта очевидная гипотеза подтверждается уже тем, что в
случае СВ минимальная деформация, необходимая для образования ка-
чественного соединения, составляет 20...30 %, а при холодной сварке
300...500 %.

В связи с этим заслуживают внимания количественные оценки мини-
мального времени, необходимого для обеспечения полного схватывания в
условиях СВ, выполненные в работах [234, 249] с использованием аппара-
та, описывающего пластическую деформацию по обычному дислокацион-
ному механизму, основанному на работах Франка—Рида. В работе [249]
получена формула для определения длительности активации всей контак-
тной поверхности: тв = Лд/ё5, где Ь— модуль вектора Бюргерса; ё —
скорость деформации; 5 — площадь активного центра; Ь — средняя длина
пробега дислокации.

При ё и 30 % у тс = 10'6 с длительность активации имеет порядок та -
~ 10-7 с, что подтверждает возможность использования основных положе-
ний теории соединения материалов в твердой фазе для описания процесса
образования атомных связей при СВ.

Таким образом, в режимах волнообразования (в > 30 %, ртах г 6/2л)
создаются условия, необходимые для полного схватывания контактных
поверхностей металлов. Можно предположить, что с увеличением давле-
ния роль остаточных деформаций в зарождении активных центров будет
уменьшаться и при превышении теоретической прочности требуемая для
полного схватывания плотность дислокаций будет создаваться уже в про-
цессе неравноосного объемного сжатия. Данное предположение подтверж-
дается экспериментами по нормальным высокоскоростным соударениям
пластин из разнородных металлов, в которых на одной из контактных по-
верхностей после соударения обнаружен слой металла второй пластины,
несмотря на отсутствие видимых следов сдвиговой деформации. Поэтому
процесс образования активных центров перестает лимитировать схватыва-
ние и сварку металлов при высоких даалениях соударения, а доминирую-
щее значение приобретают релаксационные процессы и необратимое пог-
лощение энергии.

Релаксационные явления (см. также параграф 2.4 и п. 3.4.4). При СВ
благодаря пластической деформации происходит необратимое поглощение
значительной части кинетической энергии метаемой пластины, что являет-
12 — 5-1832
ся главной причиной уменьшения уровня растягивающих напряжений при
разгрузке. Пластическая деформация при СВ характеризуется высокой ин-
тенсивностью, кратковременностью и сильно выраженной локализацией.
Поэтому она сопровождается значительным повышением температуры ме-
таллов в зоне соединения, что способствует протеканию таких процессов,
как рекристаллизация, локальное оплавление и даже диффузия.

Чрезмерная интенсификация пластической деформации и разогрев
металлов до оплавления являются причиной образования различных хи-
мических и физических неоднородностей (хрупкие фазы, пустоты, трещи-
ны), которые значительно снижают прочность соединения. С учетом уп-
ругого восстановления на поздних стадиях соударения, сопровождающего-
ся возникновением растягивающих напряжений, в этих условиях может
произойти разрушение соединений (верхняя граница СВ).

Следовательно, пластическая деформация, с одной стороны, должна
быть достаточно интенсивной для самоочищения, схватывания контакт-
ных поверхностей металлов и рассеивания определенного количества энер-
гии. С другой стороны, она должна быть не очень высокой, чтобы исклю-
чить развитие процессов, приводящих к образованию дефектов в зоне сое-
динения.

Условия образования качественных соединений. Качество и физико-
механические свойства соединений при СВ определяются степенью акти-
вации поверхностных слоев металлов, степенью и характером развития
релаксационных процессов и уровнем растягивающих напряжений на зак-
лючительных стадиях соударения.

На свойства сварного соединения алияют скорость детонации Д на-
чальное расстояние и параметр г, так как максимальное давление и сре-
дняя температура определяются скоростью точки контакта V*, деформа-
ция — давлением и углом соударения, а скорость деформации — ско-
ростью точки контакта. При достижении полного схватывания увеличение
параметров соударения не влияет на прочность соединения при условии,
что в зоне соединения не образуются дефекты. Дальнейшее увеличение
скорости детонации, отношения г и начального расстояния приводит к
резкому возрастанию количества дефектов в зоне соединения. А.И. Пав-
лов и В.С. Седых [214] установили, что снижение прочности по мере уве-
личения количества дефектов типично для всех металлов.

При сварке разнородных металлов, склонных к образованию хруп-
ких интерметаллидов, размеры дефектов соизмеримы с размерами ло-
кальных участков расплавленного металла, которые зависят от скорости
точки контакта, толщины метаемой пластины и угла соударения. Сре-
дняя прочность соединения должна определяться, по-видимому, относите-
льным содержанием дефектов в зоне соединения, а не их абсолютными
размерами. Поэтому, согласно выражению (3.64), наиболее существенное
влияние на прочность соединения должна оказывать скорость точки ко-
нтакта и в меньшей степени — скорость пластины и угол соударения у.
Эти выводы согласуются с экспериментальными данными.

Значительное влияние на прочность соединений, особенно в случае
неполного схватывания или наличия дефектов, оказывают упругие на-
пряжения. Результирующие напряжения возрастают, а их влияние иа
прочность усиливается с увеличением начальных расстояний и уме-
ньшением высоты заряда ВВ, так как в этом случае остаточное дав-
ление продуктов взрыва заметно снижается. Зная максимальный уро-
вень упругих напряжений и изменяя остаточное давление продуктов
взрыва ВВ, результирующее напряжение растяжения может быть сведено
к минимуму путем увеличения у и уменьшения й0.

На основании изложенного можно дать следующие практические
рекомендации по выбору оптимальных режимов СВ:

1)	необходимо обеспечить условия для волнообразования в зоне сое-
динения;

2)	необходимо исключить возможность образования локальных участ-
ков расплавленного металла и соответствующих дефектов;

3)	заряд ВВ и начальное расстояние между пластинами должны быть
подобраны так, чтобы остаточное дааление продуктов взрыва было соиз-
меримым с динамическим пределом текучести свариваемых материалов.

3.5.2.	Энергетический критерий сварки взрывом

Р	3.5.2.1. Классификация параметров сварки

В соответствии с ГОСТ 2601—84 СВ относится к классу
сварочных процессов, именуемых сваркой давлением. Они осуществляются
при температурах ниже точки плавления свариваемых металлов без исполь-
зования припоя и с приложением давления, достаточного для создания необ-
ходимой пластической деформации соединяемых частей. Считается [253], что
как и во всех процессах этого класса сварное соединение при СВ образуется
при высокоскоростном косом соударении тел вследствие совместной пласти-
ческой деформации контактирующих слоев металлов, вызывающей их двух-
стадийную топохимическую реакцию [254, 255], причем свойства соединений
определяются, в конечном счете, степенью, характером и временем этой де-
формации [256].

Разделим на три группы по технологическим, динамическим и энерге-
тическим признакам основные параметры СВ, которые управляют кине-
тикой, величинами пластической деформации и энергетикой процесса в
зоне соединения металлов и зависящими от них свойствами сварных сое-
динений [214].

I.	В первую, технологическую, группу входит восемь так называемых
начальных параметров СВ, которые, как и для любого другого технологи-
ческого процесса, могут быть определены или заданы до его осуществле-
ния путем непосредственных измерений или из справочной литературы. К
ним принадлежат; и б2— толщины метаемого и неподвижного элемен-
тов; 5о и И — высота заряда ВВ (рис. 3.5) и исходный зазор между сварива-
емыми поверхностями (при параллельном их расположении); р0, р(, р2 —
плотности заряда ВВ, метаемого и неподвижного элементов; И — скорость
детонации заряда ВВ.
П. Ко второй, динамической, группе принадлежат четыре основных
параметра (рис. 3.5): Ио — скорость соударения контактирующих поверх-
ностей; И* — скорость точки контакта; у — определяемый этими скорос-
тями угол соударения; р — давление, развивающееся в окрестности точки
контакта.

Эти параметры определяются экспериментально или рассчитываются
по заданным значениям технологических параметров. Так, при параллель-
ной схеме СВ

у = аге япИ0 /2И,,

(3.79)

а для определения Ко предложены, по крайней мере, три расчетные схе-
мы. Первая из них основана на известных соотношениях физики
дает формулу

взрыва и

(3.80)

где

0 =



16

г = Ро^о

РД ‘

(3.81)

Эта формула позволяет рассчитать величину Ио на заданном пути И разго-
на метаемой пластины. Вторая схема предложена в работе [28]; она извес-
тна как формула Р. Гарни и приводит к соотношению

(3.82)

для определения максимальной скорости Ио, набираемой пластиной еди-
ничной массы т, под действием заряда ВВ высотой 30 и плотностью р0.
Третью схему расчета рекомендуют авторы работы [257] для определения
вертикальной составляющей V* скорости соударения:

и угла у:

_2Но

45|р1>
□

*Ро "I

45|Р()'

(3.83)

(3.84)

Зависимость прочности сварных соединений от динамических параме-
тров СВ описана в параграфе 3.2.
Рис. 3.38. Расчетная схема для определения среднего давления в зоне соударения:

ОВМ — ударная адиабата основного металла, АВН — ударная адиабата метаемого тела

Рис. 3.39. Зависимость прочности на отрыв слоев от давления соударения:

/ — медь М1+ медь М1 (8( + 8: = 3+ 8мм); 2 — медь М1 + алюминий АД1М (б) +	=3 + 4 мм);

3 — медь М1 + сталь 1Х1ЯН9Т (8, + 62 -6 + 12 мм)

Определение давления р значительно сложнее; анализ существующих
подходов к оценке давления в зоне соударения при СВ приведен в параг-
рафе 3.2. При этом следует отметить, что пока не созданы, насколько нам
известно, достаточно достоверные экспериментальные способы его изме-
рения в непосредственной близости от точки контакта. Приближенно
величины р можно оценивать, например, в схеме нормального соударения,
используя так называемым методом отраженных адиабат [28, 31] (рис. 3,38)
в координатахр—и {и — массовая скорость). Ои достаточно прост, но дает
завышенные значения р. Вместе с тем расчеты р по схеме косого сим-
метричного соударения при дозвуковом течении позволяют получить в
сложной параметрической форме систему уравнений, позволяющих пост-
роить с помощью численных методов изобары давлений р в окрестности
точки контакта (рис, 3.11 и 3.14) [28, 31].

Оценка давлений, развивающихся в зоне контакта соударяющихся тел
при СВ, приведена в параграфе 3.2. Подчеркнем, что для обычно приме-
няемых для СВ режимов V* < с0 значение развивающихся в зоне соударе-
ния давлений (рис. 3.39), обеспечивающих пластическую деформацию,
достаточную для образования прочных сварных соединений, примерно на
порядок превышает статический предел прочности свариваемых металлов,
а следовательно, коррелирует с нх динамическими пределами текучести
при соответствующих скоростях деформации.

III. Третью, наиболее привлекательную с практической точки зрения
группу, составляют энергетические параметры процесса. В соответствии с
энергетическим подходом для получения равнопрочного соединения дол-
жна быть выполнена определенная удельная (на единицу площади плас-
тины) работа по пластическому деформированию приконтактных слоев
свариваемых металлов, которая оказывается постоянной для конкретных
комбинаций металлов.
3,5.2.2. Энергетический баланс процесса сварки взрывом

При любом виде сварки конечные геометрия, размеры и
свойства сварных соединений определяются количеством вводимой в них
энергии [256], которое при СВ определяет степень пластической деформации
контактирующих слоев металла, ее характер (в частности, распределение по
толщине слоев) и время деформирования. Пластическая деформация метал-
ла, необходимая для образования прочных сварных соединений, и затрачива-
емая на ее образование доля кинетической энергии метаемой пластины могут
быть определены на основе энергетического баланса процесса, который
строится [232, 257] следующим образом.

Рассматривается вариант параллельного расположения пластин в пред-
положении, что есть возможность определить скорости элементов сваривае-
мого ансамбля до и после соударения. Тогда, пренебрегая второстепен-
ными эффектами (затухающие колебания в пластинах и др.), можно запи-
сать уравнение энергетического баланса свариваемой системы в виде

4-^ + Ж,.	(3.85)

Здесь И4 -- удельная (здесь и далее отнесенная к единице площади свар-
ного соединения) кинетическая энергия метаемой пластины; — удель-
ная кинетическая энергия системы сваренных пластин; — удельная ра-
бота пластической деформации контактирующих слоев металла при свар-
ке; — удельный расход энергии на кумуляцию, являющийся по
данным [38, 222] значительным. Масса металла, уносимого кумулятивной
струей с поверхностей пластин, крайне незначительна по сравнению с
массой самих пластин [38, 39], что дает основание записать закон
сохранения количества движения системы пластин в виде

= (™1 + ^2)У2,	(3.86)

где тх и т2 — удельная масса метаемой и находящейся в состоянии покоя
пластины, соответственно; Ио — скорость соударения; У2 — скорость ансамбля
сваренных пластин.

Удельная кинетическая энергия метаемой пластины равна

= 0,5т, Ко2-	(3.87)

Уравнение (3.86) позволяет отнести величину Л к удельным массам
пластин и скорости их соударения И,:

цг =	= тхУ*

1	2	2(т1+т2)

Совместное решение уравнений (3.85), (3.87) и (3.88) дает суммарные
удельные потери кинетической энергии метаемой пластины на пластичес-
кую деформацию и кумуляцию:

Л + Л =	.	(3.89)

2(т1+т2) тх+т2
Рнс. 3.40. Зависимость количества те-
пла, выделяемого при СВ медных пла-
стин 5, + 52 = 4 + 4 мм, от кинетиче-
ской энергии соударения:

1 — Ид = 2 км/с, 2 — И* = 3,6 км/с

Таким образом, относительная доля
суммарных потерь определяется соот-
ношением масс обеих пластин. Отме-
тим, что уравнение (3.89) было получе-
но также в работе [39].

Раздельное определение и И/
при заданных условиях сварки в насто-
ящее время возможно только экспери-
ментальным путем. Достаточно прос-
тым и надежным способом определения
И/ является колориметрирование свар-
ных соединений, так как около 95 %
энергии, затрачиваемой на пластичес-
кую деформацию металла, рассеивается

в виде тепла [258]. В поставленных с этой целью опытах сваривали медные
пластины суммарной толщиной 4 мм зарядами В В со скоростью детона-
ции 2000 и 3600 м/с. Скорость соударения варьировали от 200 до 700 м/с.
Количество аккумулированного в сварных соединениях тепла определя-
лось с помощью специального калориметра объемом 3000 см3.

Результаты опытов в виде зависимостей «удельное количество выделив-
шегося тепла—удельная кинетическая энергия соударения» представлены
на рис. 3.40, из которых следует:

а)	при постоянной скорости детонации ВВ с увеличением И4 возра-
стает количество энергии, затрачиваемой на пластическую деформацию
металла пластин при сварке;

б)	указанная зависимость в исследованном диапазоне скоростей имеет
линейный характер и может быть выражена уравнением

1Г2 =	= и; (ер.

(3.90)

где — количество выделенного тепла, определенное калориметрирова-
нием; к — механический эквивалент теплоты; <р — угол наклона прямых
на рис. 3.40 к оси абсцисс, зависящий от скорости детонации ВВ (т. е. от
К);

в)	уравнения (3.89) и (3.90) позволяют связать величину 1Ук с сум-
марной величиной потерь удельной кинетической энергии метаемой
пластины:

^2 = кй =	+ И'Ццф;

(3.91)

г)	увеличение скорости детонации В В (т. е. увеличение Ук) вызывает уме-
ньшение угла <р, что свидетельствует о снижении относительного количества
энергии, затрачиваемой на пластическую деформацию металла. Экстраполи-
руя эту зависимость, логично предположить, что дальнейшее увеличение Ук
до скорости распространения в металле пластин волн сжатия (или, прибли-
женно, скорости звука <^) приведет к уменьшению ф до пренебрежимо малого
значения (при этом « И^) и, на-
оборот, уменьшение скорости Ук до нуля
должно повлечь за собой обратное соотно-
шение	Основываясь на этих дан-

ных, можно построить эмпирическую за-
висимость

^+^3 Ы'

(3.92)

Кривая (3.92) проходит через крайние
гипотетические точки с координатами

Рис. 341. Зависимость И/Л (И/2 + И0"1
от величины Укс^ :

0 — расчет по уравнению (3.94); • —
расчет по данным В.С. Седых

К* =0,

—.1

И'1 + И'}

и



Кг “ со»

(3.93)

и экспериментальные точки, следующие из рис. 3.40, в соответствии с вы-
ражением (3.91). Полученная таким образом линейная зависимость может
быть записана в виде уравнения (см. также рис. 3.41)

т. + т2 .	. К I	Л..

—‘----*-	= 1 - — .	(3.94)

)

Из (3.91) и (3.94) имеем

(3.95)

или с использованием уравнений (3.76):

= ^.±^^,1 _ (К| /Со)2]1	(3.96)

4^ +т2)

или с помощью уравнения (3.91):

(397)

С0 Ук

Для подтверждения достоверности составленной расчетной схемы бы-
ли сопоставлены значения	рассчитанные по формулам (3.95) и

(3.96), с экспериментальными и полученными другими авторами расчет-
ным путем данными.

В работе [232] с помощью уравнения (3.91) было определено, что сум-
марное значение	при сварке пластин никеля толщиной 3 мм с

пластинами из ствли толщиной 12,5 мм со скоростями Уо ~ 370 и Ук =
= 4750 м/с составляет 83,8 10’ эрг/см2. При этом экспериментально уста-
новлено, что из системы пластин кумулятивной пеленой со скоростью по-
рядка 9500 м/с уносится удельная масса металла в 13,4 мг/см2, приводя-
щая к потере удельной энергии = 62,4  108 эрг/см2.

С помощью формулы (3.96) и уравнений состояния твердых тел под
высоким давлением найденную величину можно сопоставить с расче-
том;

И/, =0,84(4750/су)2,	(3.98)

причем необходимые для расчета по (3.98) значения с( для конкретных ме-
таллов находятся из системы уравнений:

А =Р1С|Ц =Д{(С|(С|-И|)Г-1|,
А =	= ЛКС2(С2 " «2 Л4 -	>

«I + «2 = Ъ > Р|С,И| = Р2С2^»

(3.99)

где с,, с2 и «I, ыг — скорости пластических волн сжатия и массовые скорости
для никеля и стали, соответственно; р— давление, определяемое по (р, «)-
диаграмме; Л, и Аг — константы материала, равные 5,3 • 108 г/см2 и 4,5 х
х 108 г/см2 для никеля и стали, соответственно; р] = 8,9 и р2= 7,8 г/см3 —
начальные плотности никеля и стали, соответственно; Ио — скорость
соударения (870 м/с).

Решение системы уравнений (3.99) дает значения с, и с2 соответствен-
но 5700 и 5300 м/с. Кумуляция уносит примерно равное количество
металла с поверхностей обеих пластин (38). Поэтому величину И/ в урав-
нении (3.98) можно определить как среднеарифметическое потерь на
кумуляцию при СВ стали со сталью и никеля с никелем. Такой расчет
дает И7, = 62,4  108 эрг/см2. Сопоставление этого значения с приведенным
выше экспериментальным (60,6 • 108 эрг/см2) дает расхождение в 3 %, а
И'
приведенные в работе [38] значения --------— укладываются на прямую

1т2 + Из

линию (рис. 3.41).

Таким образом, энергетический баланс СВ выражается уравнения-
ми (3.85), (3.87), (3.88), (3.96), (3.97), которые связывают его с техноло-
гическими и динамическими параметрами этого процесса и позволяют с
приемлемой для технических расчетов точностью решать прямую (опре-
делять составляющие энергетического баланса по динамическим параме-
трам СВ заданных материалов) и обратную (задаваясь необходимыми
значениями составляющих энергетического баланса, рассчитывать дина-
мические, а по ним и технологические параметры СВ заданных материа-
лов) задачи.

З.5.2.З.	Область существования сварил взрывом

Зависимость прочности соединений от технологических и
динамических параметров процесса сварки с учетом толщины свариваемых
металлов может быть сформулирована в гораздо более общих энергетических
терминах. Посредством такого преобразования показано, что для того, чтобы
получить равнопрочные сварные соединения, например титан + сталь, при
любой заданной комбинации толщин слоев технологические параметры
должны быть рассчитаны таким образом, чтобы выполнялось условие
Из = 17 • 108 эрг/см2 или 170 Дж/см2.

Исследования энергетики процесса сварки указывают на то, что для
любого данного металла существует определенное ограничение толщины
метаемого элемента (пластины, плиты), которая не может быть превыше-
на, если должно быть получено прочное сварное соединение. Из рисунка
3.39 и уравнений (3.87), (3.96) следует, что давление р в зоне удара, зави-
сит только от физических свойств соударяющихся металлов и скорости
столкновения металлов, в то время как значения и зависят также и
от плотностей. Если значения удельных масс превысят упомянутые выше
предельные значения (т. е. если толщина свариваемых элементов является
слишком большой), то скорости соударения элементов, которые вызывают
допустимые давления, приводящие к созданию необходимых усредненных
деформаций, могут обусловить в то же самое время чрезмерно завышен-
ные значения ]Ук и и следовательно, недопустимо большие деформа-
ции поверхностных слоев. Это последнее обстоятельство приводит, как
будет показано ниже, к формированию дефектных сварных соединений с
низкой или нулевой прочностью. Поскольку СВ обычно выполняется на
некоторой опоре, главная роль в энергетике процесса с этой точки зрения
(см. выражение (3.87)) принадлежит удельной массе т1 метаемого элемен-
та. Поэтому для получения соединения с большой толщиной слоя плаки-
рования рекомендуется производить поочередное плакирование слоями
меньшей толщины.

Во всех типах сварки плавлением эффективность процесса может быть
оценена коэффициентом полезного действия (КПД), выраженным отно-
шением тепловой энергии, введенной в сварное соединение, к энергии,
выделенной источником тепла. Аналогично этому уравнения (3.87) и
(3.96) позволяют определить КПД процесса СВ по формуле

П, =-^- = —(3.100)
Ж*.	+ т2

которая показывает, что эффективность СВ зависит только от соотноше-
ний ^//«2 И И^/Сд.

Из (3.100) следует, что полезная мощность процесса СВ может быть
приведена в виде

9 =	=^^[1-(И</с0)2]И11.	(3.101)

М| + т2

Экстремум функции (3.101) определяет оптимальное значение Ук так:
Авторы прикладных работ по СВ [27, 29, 259] интуитивно или эмпи-
рически определили оптимальные значения^ = (0,4...0,6)с0, совпадающее
со значением, полученным по формулам (3.101), (3.102).

Ряд работ [260—263] посвящен исследованиям влияния параметров,
входящих в уравнение (3.86), на положение границ СВ, свойства и струк-
туру сварных соединений. В этих работах показано, в частности, что усред-
ненную массу

следует рассматривать как независимый параметр процесса. Установлено,
что получение равнопрочных сварных соединений (т. е. обладающих
прочностью равной прочности основного металла) различных комбинаций
металлов при выбранных динамических параметрах возможно только в
пределах ограниченного диапазона значений пг [260, 263], что, напомним,
отмечается и в гидродинамической теории процесса [28, 29]. Это важное
практическое обстоятельство использовано для уточнения окна сваривае-
мости на гидродинамической плоскости (у, И*) (3.85) путем введения в
рассмотрение третьей оси т и определяет, таким образом, трехмерное
представление окна свариваемости [263, 264].

| Отметим еще один эмпирический факт. Как оказалось, в процессе СВ
однородных металлов, критические (минимальные) значения 1₽2 тесно
связаны с так называемым показателем технологической деформативности
НВ/Л, впервые введенным Е.И. Астровым [265]. Экспериментальные кри-
вые НВ/Д = /(И^2) для сварных соединений однородных металлов хоро-
шо описываются уравнением [260]

= 0,606 + 0,1841п НВ / Д ,	(3.104)

где НВ — твердость по Бринелю; Д — относительное удлинение металла
в состоянии после сварки, соответственно. При СВ разнородных
металлов в уравнении (3.75) рекомендуется [262] использовать харак-
теристики более пластичного металла, что, однако, требует экспери-
ментального подтверждения (ниже в п. 3.5.3 мы вернемся к обсуждению
этого вопроса). Оптимальные значения были рассчитаны с испо-
льзованием специальной компьютерной программы, в которую введены
компоненты энергетического баланса СВ, прочностные свойства свари-
ваемых металлов, а также принят во внимание критерий Е.И. Астрова.
Приведем их значения для некоторых металлических комбинаций, на-
пример: медь + медь и медь + сталь СтЗ = 70 Дж/см2, нержавеющая
сталь 1Х18Н9Т + сталь СтЗ 1Р2опт = 106 Дж/см2, титан + сталь СтЗ

= 15°Дж/см2.	.и
Таблица 3.7. Некоторые физические характеристики металлов

Металл	Плотность при 20 °С, кг/м’	Температура плавления, °С	Коэффициент линейного расширения при 0...100, °С-'	Коэффициент теп- лопроводности при 20 °С, Вт/(м • К)	Теплоемкость при 0...500 °С, Дж/К
Алюминий	2700	660	24, 0  10-6	204	880
Ванадий	6000	1735	8,3  10**	30	—
Вольфрам	19300	3410	4,0 - 10‘6	164	525
Железо	7800	1539	11,9  10-*	78	460
Кобальт	8900	1495	12, 5 • Ю 6	69	453
Медь	8900	1083	16,5 • 10-6	390	380
Молибден	10 200	2625	5,1  10"4	152	268
Никель	8900	1455	13,5 • 10 6	58	444
Ниобий	8500	2415	6,2 • 10**	52	284
Олово	7300	232	21,0  106	64	230
Свинец	11 300	327	29,5 • 10 6	35	130
Серебро	10 500	960	18,9- 10*	420	210
Тантал	16 600	2996	6,6  ю-6	56	146
Гитан	4500	1820	4,5 • Ю 6	13	578
Цинк	7100	419	30,0  ю-6	112	370
Цирконий	6500	1750	(5,4...5,8) • 10 6	17	289

Решающим фактором, определяющим свариваемость разнородных
металлов, является металлургическая совместимость, которая опреде-
ляется взаимной растворимостью соединяемых металлов в жидком и
твердом состоянии, а также образованием хрупких химических соедине-
ний — иитерметаллидов [266]. Практически не свариваются плавлением
металлы и сплавы, которые не могут взаимно растворяться в жидком
состоянии, например железо и магний, чистые свинец и медь, железо
и свинец и др. При смешивании расплавов таких пар металлов они
расслаиваются, и после затвердевания слои могут быть довольно легко
разъединены. Образуют сварные соединения металлы и сплавы, в состав
Тип кристаллической решетки	Постоянные решетки при 20 °С, м  10-'°
Кубическая гранецент- рированная	4,040
Кубическая объемно- центрированная	3,033
То же	3,158
» »	2,860
Гексагональная плот-	2,502
неупакованная	4,061
Кубическая гранецент- рированная	3,608
Кубическая объемно- центрироваиная	3,140
Кубическая гранецент- рированная	3,516
Кубическая объемно- центрированная	3,294
Тетрагональная	5,8119
объемио-центри- рованная	3,175
Кубическая объемио- центрированная	4,493
То же	4,077
Кубическая объемно- цеитрированная	3,295
Гексагональная	2,953
плотноупакованная	4,729
То же	2,659 4,935
» »	3,223  5,123

которых входят элементы, обладаю-
щие неограниченной взаимной раст-
воримостью не только в жидком, но
и в твердом состоянии, т. е. образу-
ющие непрерывный ряд твердых ра-
створов.

Взаимная растворимость элеме-
нтов определяется подобием крис-
таллических решеток растворителя и
растворимого компонента, разницей
в атомных радиусах компонентов и
электроотрицательностью, характе-
ризующей энергию связи между дву-
мя элементами [267].

Взаимную растворимость метал-
лов можно установить, воспользо-
вавшись диаграммой Л. Дарксна и
Г. Гурри [267] (рис. 3.42), Для оп-
ределения пределов растворимости
на диаграмме необходимо построить
вспомогательные эллипсы: внутрен-
ний с большой осью размером ±0,2
еди ни цы электроотрицател ьности и
малой осью ±8 % атомного радиуса
и внешний с большой осью ±0,4
единицы электроотрицательности и
малой осью ±15 % атомного радиу-
са. В пределах малого эллипса нахо-
дятся металлы, образующие неогра-
ниченные твердые растворы с дан-
ным металлом-растворителем. Меж-
ду малым и большим эллипсами ра-
сположены металлы с ограниченной
растворимостью. За пределами боль-
шого эллипса валентный и размер-

ный факторы неблагоприятны для образования твердых растворов.

Данная полуэмпирическая теория не объясняет механизма взаимодей-
ствия металлов при сварке, а только определяет возможность образования
растворов. Она не может предсказать также возможности образования ин-
терметаллидов и не описывает взаимодействия систем тугоплавких метал-
лов, например вольфрам + хром, ванадий + хром и др.

Более точно можно прогнозировать возможность образования сварно-
го соединения на основе анализа диаграмм состояния [266] (см. табл. 3.1).
Необходимые для такого анализа физические характеристики некоторых
металлов приведены в табл. 3.7.
Рис. 3,42. Влияние физических свойств легирующих элементов на их растворимость в же-
лезе (а) и ниобии [б)

Из экспериментов по СВ металлов, имеющих разные типы металлур-
гического взаимодействия при относительной сопоставимости механи-

Рмс. 3.43. Зависимость предельного угла соу-
дарения от минимальной температуры плавле-
ния при СВ алюминия с другими металлами:
Си — интерметаллические эвтектические смеси; 2л —
ограниченная взаиморастворимость; РЬ — нет взаи-
модействия; 8п — эвтектические смеси

ческих свойств металлов, уста-
новлено, что положение верхней
границы существенно зависит от
свойств получаемых в ОШЗ рас-
плавов. При практически совпа-
дающих нижних границах СВ на-
иболее широкий диапазон свари-

ваемости оказался, естественно, у
одноименной композиции А1 + А1,
а самый узкий у пары А1 + 8п,
способной к образованию эвтек-
тических смесей (рис. 3.43).

Ранжирование исследуемых
пар по признаку изменения вели-
чины минимально возможной тем-
пературы плавления Г™,п сплава
металлов, составляющих компо-
зит, позволило физически интерп-
ротировать полученный экспериментальный факт. Поскольку положение
верхней границы сварки лимитируется при прочих равных условиях вре-
менем затвердевания расплава до состояния, в котором он способен выдер-
жать воздействие приходящей в ОШЗ волны разгрузки, так как биметалл с
меньшей Т™'п будет иметь и более узкий диапазон свариваемости. Таким
образом, тип металлургической совместимости свариваемых металлов яв-
ляется параметром, контролирующим верхнюю границу свариваемости раз-
нородных металлов.

3.5.2.4.	Деформация приконтактных поверхностных слоев

Полезность связи (3.104) становится более понятной, если
принять во внимание, что она дает возможность установить соответствие
между технологическими параметрами СВ и пластической деформацией ме-
талла на поверхности раздела, если известно ее значение, необходимое для
получения равнопрочных соединений.

Для определения значения и характера распределения по толщине
пластической деформации вблизи поверхности раздела, могут использовать-
ся различные модификации известного метода координатных сеток. Метод
вычисления остаточной деформации сдвига по смещению сетки можно
найти, например, в работах [268, 269]. В специально поставленных опытах
ряд пластин был сварен взрывом по параллельной схеме. Размеры непод-
вижных пластин из стали СтЗ 300 х 100 х 35 мм. Размеры метаемых пластин
(320 х 100 мм) и их удельная масса тх сохранялись неизменными. Варьиро-
вались следующие параметры: материал метаемой пластины (сталь СтЗ и
алюминий АД1), размер начального зазора в диапазоне 0,1...8 мм, высота
заряда 50 от 20 до 40 мм и тип ВВ: аммонит (тротил — 16 %, аммиачная
селитра — 82 % и связующее — 2 %), аммонит 6ЖВ и смесь последнего с
аммиачной селитрой в отношении 30:70. Секции размером 32 х 10 х 8 мм,

содержавших микросетки с шагом 0,1 мм,
неподвижные плиты. Соответствующее
изменение размеров микросеток, вызван-
ное СВ [268], характеризовало особенно-
сти деформированного состояния металла
в зоне соединения и позволяло устано-
вить зависимость степени деформации от
(или давления р в зоне сварки) при
различной высоте заряда ВВ, а также по-
строить эпюры остаточной деформации
сдвига = /(у), где у — расстояние от
границы поверхности раздела металлов
(см. рис. 3.44).

Рис. 3.44. Распределение деформаций сдвига
по толщине сваренной взрывом пластины из стали
СтЗ (80- 40 мм, 4,0 км/с):

1 — р = 40 кбар, А = 0,1 мм; 2 — р — 60 кбар. А =
е 0,5 мм; 5 — р “ 150 кбар, А ж 3,5 мм

запрессовывались попарно в
Экспериментальные эпюры, показанные на рис. 3.44, позволяют ус-
ловно выделить в слое деформированного металла две характерные зоны.
Первая, толщиной около 0,5 мм, прилегающая к волнообразной границе
раздела, является зоной максимального течения металла. В этой зоне
существует значительный традиент # в направлении сварки и в случае вол-
нистого профиля поверхности раздела наблюдается также нарушение го-
ризонтальных рисок микросетки. Такая же картина деформации поверхно-
стных слоев наблюдалась авторами работы [29[, когда производилась СВ
меди, на которую гальваническим способом были нанесены восемь чере-
дующихся слоев меди и никеля толщиной 0,8 мм. С увеличением расстоя-
ния от поверхности раздела искажение микросетки быстро сокращается и
полностью исчезает на расстоянии (1...2)Л (А — длина волны). Под первой
зоной лежит вторая зона толщиной до 6...8 мм. Градиент # в этой зо-
не намного меньший а сами деформации гораздо более однородны и
распределены преимущественно по линейному закону.

В соединениях однородных металлов (сталь СтЗ), сваренных с мини-
мальным начальным зазором (Л - 0,1 мм), в первой зоне (кривая 7 на
рис. 3.44) волны на границе раздела отсутствуют, несмотря на высокие
давления (р = 40 кбар). Волнообразная зона появляется, когда давление
соударения повышается до 60 кбар (Ио = 300 м/с). Последующее повыше-
ние давления приводит к незначительному увеличению толщины первой
зоны и существенному увеличению

В сварных соединениях неоднородных металлов (алюминий + сталь)
волны и течение металла отсутствуют в первой зоне более прочной стали.
Иными словами, слои стали, смежные с поверхностью раздела металлов,
деформируются в гораздо меньшей степени, чем соответствующие слои в
алюминии. В целом, можно утверждать, что для пластического деформи-
рования металла при СВ требуется минимальное давление, которое должно
примерно в 15 раз превышать статический предел текучести.

Из рис. 3.44 видно, что уменьшение скорости соударения Ио (а следо-
вательно, если параметры 5о, т2 сохраняются неизменными),
приводит к уменьшению по всей толшине деформированного слоя ме-
талла, причем наблюдается тенденция к менее локализованной деформа-
ции в первой приповерхностной зоне. Уменьшение скорости точки
контакта И* снижением скорости детонации ВВ при сохранении скорости
соударения Уо приводит, наоборот, к повышению # как в первой, так н во
второй зоне деформированного металла, а также к увеличению толщины
этих зон вследствие увеличения 1У2. Типичная зависимость прочности на
отрыв слоев сварных соединений стали СтЗ со сталью СтЗ и с алюмини-
евым сплавом АД1, от максимального пластического сдвига, приведена на
рис. 3.45 и 3.46. Результаты экспериментов сведены в табл. 3.8 и представ-
лены на этих рисунках точками 1...8.

Считается, что точка 1 на прямолинейном участке линии АА' (см.
рис. 3.45) отражает факт разрушения сварных соединений по поверхности
раздела металлов, в то время как группа точек 2...8 представляет собой проч-
Рис. 3.35. Зависимость усредненного значения прочности на отрыв слоев от деформации
сдвига. Номера точек соответствуют номеру опыта в табл. 3.8

Рис. 3.36. Зависимость прочности соединений от пластической деформации на границе
раздела металлов

ность стали СтЗ при разрушении сварных соединений по основному ме-
таллу. Очевидно, что в этом случае точка 1 могла бы быть только форма-
льно соединена с точками 2...8 одной прямой линией. Иначе говоря,
продолжая прямую линию АА' до пересечения с осью ординат, можно
было бы прийти к абсурдному заключению, что сварные соединения с
прочностью 220 МПа могут быть получены при = 0. Более логично
предположить, что эти точки принадлежат различным прямым линиям и
представляют собой иные соединения (см. рис. 3.46), а именно точка 7
принадлежит прямой линии, проходящей через начало координат и
соответствующей прочности соединений, когда разрушение происходит
по поверхности раздела. Поэтому группу точек 2...8 следует определять
как прямую линию, которая отражает разрушение соединений в пределах
основного металла.

. Построенные зависимости, проясняют причину разрушения сварных сое-
динений сталь + алюминий по основному металлу (алюминий) при напря-
жении 125 МПа, если # в стали достигает только 6 % (точка 9 на рис. 3.46),

Таблица 3.8. Характеристики экспериментальных данных по СВ стали СтЗ со сталью
СтЗ и алюминием

Номер опыта	Свариваемая пара	Тип ВВ	ЙО, мм	О, м/с	Л, мм	Ио, м/с	Р, кбар	Йв, МПа	%
1  2  3	СтЗ+СтЗ	Аммонит № 6ЖВ	40	4000	0,1  0,5  3,5	—	40  60  150	270  415  535	8  34  70
4					1,0	320	60	415	36
5			20	3000	2,0	400	85	490	45
6					6,0	470	100	520	56
7	СтЗ+СтЗ	Смесь аммонита			2,0	250	50	380	27
8		с аммиачной	30	2000	8,0	380	80	505	48
9	А1+ СтЗ	селитрой (30:70)			2,0	—	27	120	6

В —5-1832
Рис. 3.47. Зависимость относительной прочности на
отрыв слоев от размера локальных дефектов в
зоне волнообразования для пар сталь 1Х18Н9Т +
+ СтЗ, сталь ЕИ943 + СтЗ, титан + сталь 1Х18Н9Т

так как прочность сварных соединений
сталь + сталь при этом значении # в соот-
ветствии с прямой линией должна быть
равна 190 МПа, что в полтора раза превы-
шает предел прочности упрочненного алю-
миния. Таким образом, прочность сварных
соединений разнородных металлов опре-
деляется пластической деформацией более
прочного металла композиции.

Возможность формирования прочных

сварных соединений ограничена конечным диапазоном значений & так
как чрезмерная деформация приводит к нарушению синусоидального про-
филя на границе раздела, изменение в характере волнового профиля и со-
става материала в пределах завихрений волн и накопление в них неодно-
родностей и дефектов, которые рассматриваются в работе [270]. Зависи-
мость прочности соединений от относительной протяженности локальных
областей, содержащих такие дефекты, представлена на рис. 3.47. Эти зави-
симости проявляют себя даже более заметно при наличии интерметалличе-
ских фаз, которые существуют в локальных областях расплавов (см. рис. 3.48).
В свою очередь, относительный объем областей локальных расплавов

Рис. 3.48. Зависимость относительной прочности на отрыв слоев от длины оплавленных
участков в случае образования интерметаллидов:

1 — титан ВТ-1 + СтЗ; 2 — цирконий + сталь 1Х18Н9Т

Рис, 3.49. Зависимость суммарной протяженности участков расплава от энергии пласти-
ческой деформации в сварных соединениях стали 1Х18Н9Т с титаном ВТ-1 (кривые 1—3}
и цирконием (кривая 4)-.

1 - Г* - 2,0; 2 - И* = 2,5; 3 - И* = 3,5; 4- К* = 2,0 км/с
И7*. кДж/см2

рис. 3.50. Зависимость максимальных деформаций сдвига у поверхности раздела от
энергии пластической деформации

рис, 3.51, Оптимальные режимы СВ пары СтЗ+СтЗ, определенные с помощью формул
(3.96) и (3.102)

К = Ь/ Ь связан с работой пластической деформации (рис. 3.49). Эти со-
ображения позволяют завершить построение схемы, показанной на рис. 3.46
сегментом ВС, отражающим снижение прочности соединения с увеличени-
ем относительной протяженности дефектных областей и, таким образом,
представить схему на рис. 3.46 в виде некоторой кривой с максимумом.

Значение максимального сдвига в пределах контактирующих слоев
связано линейной зависимостью с работой пластической деформации И/2
(см. рис. 3.50). Эти зависимости показывают, что сварные соединения ста-
ли СтЗ становятся равнопрочными с основным металлом (ов = 460 МПа
при Я™* = 46 %), если достигнуто условие = 170 Дж/см2, а деформация
# увеличивается прямо пропорционально до точки, где = 215 Дж/см2
и = 56 %. Незначительная вариация (увеличивающейся всего от 56
до 57 %) при дальнейшем увеличении до 395 Дж/см2, объясняется
соответствующим увеличением площади эпюр деформации по всей тол-
щине деформированного металла.

Эпюры приведенные на рис. 3.44 показывают, что металл в пределах
сварного соединения пластически деформирован на глубину в несколько
миллиметров. Эта глубина значительно превышает толщину поверхност-
ного слоя, в пределах которого степень пластической деформации контро-
лируется кинематикой формирования прочных сварных соединений. Как
первое приближение полную толщину этого слоя в обоих металлах, вовле-
ченных в деформацию, можно приравнять двойной амплитуде волн. Поэто-
му не вся энергия а только ее часть Иу непосредственно расходуется
на формирование соединения при СВ. Эта часть должна быть введена в
энергетический баланс СВ.

Значение может быть приблизительно оценено по формуле

и/; =

(3.105)
где У7 — полная площадь эпюры ^тах; Д/7 — часть этой площади, ограни-
ченная ординатами у = 0ну=а (а — амплитуда волны).

Приближенная зависимость (3.105) основана на условии, что и дефор-
мация сдвига и давление р изменяются вдоль оси у. Вместе с тем ис-
пользование отношения Д/у/7 в вычислениях допустимо, если эпюры ^тах =
~/(у) и в основе, и в метаемом элементе идентичны, чего не может быть
при СВ разнородных металлов.

Значение может быть также оценено экспериментально как коли-
чество энергии Е, выделенной внутренним источником тепла, которое яв-
ляется достаточным для образования соединения. Эта энергия может быть
связана с локальным увеличением температуры металла в его активном
объеме [271]:

# = 2ДбСрДТ,	(3.106)

где Е — изменение энергосодержания активного объема в зоне соедине-
ния толщиной Дб на каждой стороне поверхности раздела; ДТ - прира-
щение температуры, обычно составляющее 0,8Г(Т— температура плавле-
ния в случае однородных металлов); С — средняя теплоемкость сварен-
ных металлов в рассматриваемых пределах изменения температур; р —
плотность сваренных металлов. Для комбинации исследованных однород-
ных металлов (сталь СтЗ) могут быть приняты следующие значения конс-
тант: Т - 1160 °С, С = 0,753 Дж/°С, р = 7,8 г/см3 и а = 0,05 см. Тогда ура-
внение (3.106) дает значение Е- 68,0Дж/см2, т. е. И7/ = Е и составляет
порядка 40 % И' = 170 Дж/см2.

Если значение Е = И//, необходимое для сварки данной композиции,
известно, то может быть решена и обратная задача, а именно может быть
определено минимальное количество требуемое для получения равно-
прочных с основным металлом сварных соединений (т. е. может быть оп-
ределена нижняя энергетическая граница СВ), н затем по этому значению
Я7/ могут быть рассчитаны оптимальные параметры СВ.

Чтобы вычислить значение й/2* непосредственно по уравнению (3.87),
эпюры, данные на рис. 3.44, следует преобразовать в эпюры смещения ме-
талла х по толщине сварного соединения, которые, как оказалось, хорошо
аппроксимируются формулой [272]

х - хо ехр(-5у0,5),	(3.107)

где Хр — компонент смещения металлического элемента в плоскости, про-
ходящей поперек границы соединения (у = 0). Искомая компонента сме-
щения может быть определена путем дифференцирования уравнения
(3.107)

•^ = -^ТТТехр(-вум).	(3.108)

ау 2у '

Таким образом, если уравнение (3.107) определяет полную площадь
эпюры, описываемой уравнением (3.108), включая ту ее часть, которая ог-
раничена ординатами у = 0 и у - а, то использовав уравнение (3.95) и извест-
ное значение И7/ = Е, можно легко рассчитать требуемое значение
Рис. 3.51 поясняет пример применения описанной процедуры. Кроме того,
она одновременно указывает на возможность согласования представлений о
границах существования СВ, характерных для двух различных подходов —
гидродинамического и энергетического. На этом рисунке замкнутым конту-
ром обозначено положение окна свариваемости для пары сталь СтЗ + сталь
СтЗ на плоскости у, Ук. Кривые 7, 2 и 3 соответствуют режимам сварки с
образованием равнопрочного соединения согласно энергетическому крите-
рию (3.96) для толщин метаемой пластины 1, 2 и 3 мм, а их пересечение с
линией максимального КПД процесса согласно формуле (3.82) задает коор-
динаты точек а, б и в, характеризующих оптимальные параметры соударе-
ния. Естественно, эти точки, оптимальные с точки зрения энергетического
подхода, располагаются внутри гидродинамического окна свариваемости, по
крайней мере, для небольших толщин метаемых пластин, которые наиболее
часто встречаются в технологической практике.

3.5.2.5. О предельных режимах соударения

Традиционный метод координатных сеток, примененный
для построения эпюр, подобных показанной на рис. 3.44, не позволяет сох-
ранять их в процессе СВ в непосредственной близости от волнообразной
границы раздела металлов и не дает истинного представления о перемещени-
ях металла вблизи нее. Поэтому в дальнейших опытах запрессовывавшиеся в
неподвижные пластины шлифы с координатными сетками были заменены
монолитными (полученными путем совместной прокатки) пакетами из фо-
льги толщиной от 0,025 до 0,10 мм с чередующимися слоями металлов с раз-
личной химической травимостью (стали 0X13 и Х18Н10Т), которые запрессо-
вывались в колодцы в неподвижных пластинах. Слои фольг в пакетах распо-
лагались перпендикулярно и параллельно поверхности неподвижной пласти-
ны [273]. Пакеты фольг фотографировали до и после СВ, а затем, накладывая
друг на друга снимки фольг, ориентированных во взаимно перпендикуляр-
ных направлениях, получали своеобразную координатную сетку. Обработка
экспериментальных данных показала, что по характеру деформации металла
в зоне волнообразования можно выделить три области (рис. 3.52).

Рис. 3.52. Схематическое изображение трех областей деформации в
зоне волнообразования:

/ — область деформации двух знаков; 2 — зона резко неоднородной
деформации; 3 — зона практически однородной деформации
Область деформаций двойного знака, в которой фольги во вставках и
утоняются и утолщаются вследствие чего определить степень деформации
металла крайне затруднительно. Эта область относительно невелика, она
прилегает к условной границе раздела металлов и располагается с тыльной
по отношению к направлению стороны волны.

1.	Область неравномерной деформации, достигающей 500 %. Она уз-
кая, прилегает к границе раздела металлов и располагается в направлении
И* перед первой областью. В этой зоне слои фольг во вставках сильно уто-
нены вследствие деформации металла либо в направлении скорости
либо в обратном направлении, что зависит от условий внедрения бугров
деформации.

2.	Область практически равномерной деформации, уменьшающейся по
мере удаления от второй области от 300 до 100 %. За пределами зоны вол-
нообразования деформация в этой области становится упорядоченной.

3.	Область практически однородной деформации.

Из рис. 3.52 и сказанного выше видно, что в пределах зоны волнооб-
разования невозможно построить полную эпюру деформаций и опреде-
лить ее площадь А/7, необходимую для расчета И/2 по формуле (3.105). По-
этому можно поступить следующим образом:

1.	Энергию И/3 разбить на две составляющие:

И/2 =	+	(3.109)

где ~ энергия, затрачиваемая на пластическую деформацию металла в
зоне волнообразования толщиной 2а и ограниченной координатами у - ±а ;
— энергия, затрачиваемая на пластическую деформацию металла вне
зоны волнообразования.

2.	Значение И7/ рассчитать по уравнению [274]

И? = 2ох0 ехр(-ау;1).

(3.110)

Здесь а — амплитуда волн, образующихся на границе раздела металлов;
а — действующие напряжения, равные по данным опытов [275] для низ-
коуглеродистой стали 800...900 МПа; — перемещение металла в плоско-
сти, проходящей через условную границу раздела металлов (у ~ 0); ус —
расстояние от этой плоскости вглубь металла, на котором перемещение
уменьшается в е раз.

Величины х и уе определяют по формулам

х0=-^Ч1-(*;/с0)2]“’5

У.=	’

(3.111)

где Кх и Ку — коэффициенты, характеризующие металл (для стали СтЗ,
например, они равны соответственно 1830 м/с и 2,3); 3 — усредненная
толщина свариваемых пластин:

3 = Л1Ё2

8| + 82

(3.112)

Подстановка (3.110), (3.111) в уравнение (3.99) после преобразований
дает:

*И2' = И/2 1 -

2о .

—— ехр(-цу,1) .

Р '0-^х

(3.113)

Если по уравнению (3.106) для заданных сочетаний металлов опреде-
лить Е (приняв Е = РИ2"), заменить РИ2 ее значением по формуле (3.96) и
в соответствии с формулой (3.102) принять И,опт = 0,577со, то из уравнения
(3.113) можно найти минимально необходимую скорость соударения Уо.

Не меньший интерес представляет вопрос определения верхней энер-
гетической границы СВ. На практике, как правило, не удается получить
сварные соединения без локальных дефектов (расплавов) в волновом про-
филе границы раздела металлов. Поскольку известно, что при ог-
раничении протяженности этих участков значением К< 0,1...0,2 прочность
сварных соединений не снижается; на практике возникает задача опреде-
ления предельных режимов СВ, дающих эти значения К. В работах [276,
277] установлено, что для каждого сочетания свариваемых металлов суще-
ствует критическое значение Ук, ниже которого оплавления границы раз-
дела металлов не происходит. По мере повышения этой скорости значение
К возрастает прямо пропорционально Ук и усредненной толщине свари-
ваемых металлов 8. Количественные зависимости 8, = Е(Ук,&), где 8,—
средняя толщина оплавленного металла, в виде графиков приведены в ра-
боте [276] для шести одноименных сочетаний металлов (медь, железо,
алюминий, титан, цирконий, сталь Х18Н10Т).

В работе [278] предпринята попытка рассчитать критическую скорость
И,, при которой начинается оплавление свариваемых металлов. Предпо-
лагается, что их волнообразная граница образуется вследствие поочеред-
ного выжимания бугров деформации из метаемой и неподвижной пластин
со скоростью, зависящей от Ио и Ук [276,277]:

И6

= Ук 1 +

2аИ0
ЛИ,

[1 + (4аЛ-‘)2]0’5,

(З.П4)

где И6 — скорость движения вершины бугра деформации относительно
противоположной соударяющейся поверхности; Л — длина образующейся
волны. Расчеты показали, что при СВ однородных металлов среднее зна-
чение Иб составляет (1,4... 1,5) И„ а при сварке разнородных металлов —
(1.1...1.5) И,.

Скорость движения бугров деформации Иб является внутренней по от-
ношению к свариваемой системе, и вся кинетическая энергия их движе-
ния, расходуясь на пластическую деформацию металла, в конечном счете
превращается в тепло. Это позволяет определить с учетом (3.91) критичес-
кие значения И6, ниже которых из-за недостатка энергии оплавление ме-
талла не произойдет:

0,5Гб2 < адлГ™-ГН) + 5Т],	(3.115)

где к — механический эквивалент тепла; Си — удельная теплоемкость
при постоянном объеме; Ти — начальная температура; Тм — температура
плавления деформируемого металла; 5Т — скрытая теплота плавления.

Тогда имеем

И6 < 72МС,,(7'Ш1-Тв) + 51] .	(3.116)

Сопоставление с экспериментом показало, что реальные критические
значения примерно в 1,5 раза выше рассчитанных по формуле (3.97).

В заключение отметим, что поскольку кинетика образования сварных
соединений при любых видах сварки определяется удельной мощностью
сварочного источника энергии, по этому показателю все виды сварки тер-
мического класса (сварки плавлением) могут быть выстроены в единый
ряд [279]. Представлялось бы интересным дополнить его видами сварки
как механического, так и термомеханического классов и определить в по-
лученном ряду место СВ и ее соседей.

3.5,3,	Физико-химические условия
образования соединений в твердой фазе

При сварке давлением соединение металлов образуется в
результате развития сложных, взаимосвязанных и часто конкурирующих фи-
зико-химических процессов. Все виды сварки давлением основаны на том,
что соединение формируется в результате пластической деформации контак-
тирующих объемов, которая сопровождается накоплением макропластичес-
кой деформации соединяемых частей. Очевидно, особенности процесса фор-
мирования соединения и его свойства зависят от условий, при которых прои-
сходит деформирование контактирующих объемов материалов (реализуемые
механизмы, особенности структурных превращений в течение деформирова-
ния и т. д.) [249, 250].

Процесс соединения в твердой фазе принято характеризовать следую-
щими показателями:

1.	Степенью законченности процесса формирования соединения.

2.	Интенсивностью деформации при образовании соединения.

3.	Схемой деформирования, используемой в процессе соединения.

Кроме того, формирование соединения при любом виде сварки давле-
нием рассматривается как процесс, состоящий из трех основных стадий
[249, 250]:

1. Создание физического контакта, т. е. сближение атомов материалов
под действием пластической деформации на расстояние, на котором ста-
новится возможным их химическое взаимодействие.
1. Активация соединяемых поверхностей (формирование активных
центров). При соединении разнородных металлов на этой стадии актив-
ные центры формируются на поверхности более твердого из соединяемых
металлов. Возникновение этой фазы и ее продолжительность зависят от
особенностей пластической деформации. При соединении однородных
металлов стадии 1 и 2 почти сливаются, так как активация обеих сопряга-
емых поверхностей при их сближении начинается с разрушения отдельных
микронеровностей, которое вызывается совместной пластической дефор-
мацией.

3. Объемное взаимодействие. Эта стадия начинается с момента фор-
мирования активных центров на сопрягаемых поверхностях. Оно характе-
ризуется развитием взаимодействия соединяемых металлов в плоскости
контакта с формированием прочных связей на большей части зоны конта-
кта. Этот процесс протекает в активных центрах, которые представляют
собой дислокации со связанными с ними полями напряжений, В плоскос-
ти контакта процесс завершается слиянием отдельных ядер в области их
взаимодействия, тогда как в большей части поля зоны контакта эта фаза
заканчивается релаксацией напряжений.

Такая интерпретация природы формирования соединений в твердой
фазе предполагает, с одной стороны, дискретность процесса образования
активных центров и, с другой — коллективный характер взаимодействия
атомов в области этих активных центров. В данном случае процесс адге-
зии, т. е. образование прочных связей сопрягаемых поверхностей, как
предполагается, является бездиффузнойным, в то время как природа фор-
мирования соединения является одной и той же независимо от характера
и интенсивности термодеформационного взаимодействия.

Основным фактором, обеспечивающим формирования соединения
при твердофазной сварке, является давление, к которому добавляется тем-
пература и время действия давления, которые, однако, оказываются тако-
выми, что диффузионные процессы не успевают развиться (например,
сварка взрывом), и формирование соединения заканчивается только схва-
тыванием сопрягаемых поверхностей:

(Ме'-О) + (Ме"—О) = (Ме'-Ме") + О,

где Ме' и Ме" — атомы металлов на сопрягаемых поверхностях; О — кис-
лород. В течение процесса деформации происходит снижение энергии меж-
зеренных границ, вызванное уменьшением площади их поверхности.

Такая форма записи уравнения реакции процесса схватывания означа-
ет, что контактные поверхности металлов покрыты слоем оксида, а в ре-
зультате реакции образуется новое соединение (Ме'—Ме") как результат
межатомного валентного взаимодействия. Именно в этом смысле трактует-
ся процесс схватывания. Таким образом, процесс схватывания металлов в
твердой фазе можно представить как химическую реакцию, в результате
которой между атомами двух соединяемых поверхностей происходит меж-
атомное валентное взаимодействие и образуются химические связи.
рис. 3.53. К анализу физико-химических условий образования твердофазных соединений:
о — зависимости для: 1 — физической адсорбции атомов кислорода с атомами металла —
энергия связи Ван-дер-Ваальса Ме—О); 2 — химической адсорбции атомов кислорода с атомами
металла (в рассматриваемой модели взаимодействия каждая поверхность уже находится в состоянии,
описываемом такой кривой, Ег — энергия химической связи Ме—О); 3 — химического взаимодейст-
вия атомов металла одной поверхности с атомами металла другой поверхности, б.— энергия актива-
ции химической адсорбции атомов кислорода с атомами металла или энергия активации адсорбции
комплекса Ме—О, Е/ — кажущаяся энергия активации химической адсорбции или адсорбции при
некоторых условиях опыта; б — модель активного центра, образованного при выходе дислокации в
зону физического контакта: 1 — поле искажений вокруг дислокации; 2 — средний энергетический
уровень атомов; 3 — ядро дислокации; 4 — атомы кислорода; 5 — атомы металла; 6 — энергия
поля искажения; и — потенциальный энергетический барьер взаимодействия

Основываясь на известной зависимости потенциальной энергии меж-
атомного взаимодействия Е от межъядерного расстояния К (рис. 3.53, а),
рассмотрим гипотетическую модель схватывания двух идеальных кристал-
лов одной природы, решетки которых полностью когерентны (чтобы не
требовалось перестройки атомов), а поверхности геометрически и атомно-
гладкие и свободны от любых адсорбированных атомов (т. е. ювенильны).
Примем также, что схватывание происходит при таких низких темпе-
ратурах, что диффузионная подвижность атомов и вероятность термичес-
ких флуктуаций близки к нулю (в противном случае понятие идеального
кристалла теряет физический смысл).

Зависимости Е(К) для данного случая показаны соответствующими
кривыми на том же рисунке. Кривая / показывает изменение потенциаль-
ной энергии поверхностных атомов кристаллов, обусловленное действием
сил Ван-дер-Ваальса. В точке Я, потенциальная энергия достигает минима-
льного значения, прочность сцепления двух кристаллов в этом положении
определяется значением энергии связи Еъ которая относительно невелика и
может составлять до 1 кДж/моль. Образование такого типа связи можно
трактовать как установление физического контакта между поверхностными
атомами. При дальнейшем сближении кристаллов начнут действовать силы
отталкивания. Потенциальная энергия изменится по левой части кривой 1 в
направлении точки А и далее по кривой 2. Для валентного межатомного
взаимодействия в точке А в процессе сближения атомы должны быть акти-
вированы. Можно предположить, что энергия Е„ расходуемая на пре-
одоление сил отталкивания, оказывается достаточной для этого.

В результате установления химических связей между поверхностными
атомами на расстоянии Д (равном примерно параметру кристаллической
решетки) система достигает минимума потенциальной энергии Е? и нахо-
дится в равновесии. Граница раздела двух кристаллов исчезает, так как
между поверхностными атомами образуются энергетически устойчивые
конфигурации электронов, присущие невозбужденным атомам внутри
кристалла. Эффективная энергия активации образования химической (ме-
таллической) связи Е’Л для рассматриваемой модели равна малому значению.

Рассмотрим далее модель схватывания реальных металлов. Вначале
рассмотрим процесс схватывания двух кристаллов, поверхности которых
атомно-гладкие, кристаллические решетки полностью когерентны и име-
ют моноатомный химически адсорбированный слой кислорода. Назовем
такую поверхность условно «полуреальной».

Известно, что связь в химически адсорбированном слое между кисло-
родом и поверхностными атомами металла характеризуется весьма высо-
кой энергией (Си—О - 504 кДж/моль, 141—О — 630 кДж/моль) и зависит
от степени заполнения слоя. Для случая химической адсорбции кислорода
зависимость потенциальной энергии Е от расстояния А описывается кри-
вой 2 При сближении «полуреальных» поверхностей на некоторое рассто-
яние установится равновесие ван дерваал ьсовских сил отталкивания и при-
тяжения, т. е. между поверхностными атомами металла образовался физи-
ческий контакт. Однако каждый поверхностный атом металла продолжает
оставаться связанным с атомом кислорода. Очевидно, что для осуществле-
ния элементарного процесса схватывания необходим разрыв связей в хи-
мически адсорбированном слое.

Рассмотрим, каким образом на ювенильной поверхности кристалла
образуется комплекс химической адсорбции. Сначала образуется комплекс
физической адсорбции, для которого зависимость потенциальной энергии
от расстояния описывается кривой 1 (см. рис. 3.53, а). В точке Ф система
металл—кислород находится в состоянии равновесия и имеет минимум
потенциальной энергии. Пусть затем система приобретет энергию Аа (или
энергию Е'а, которая расходуется на перераспределение электронной плот-
ности атомов металла и кислорода, необходимое для перевода их в акти-
вированное состояние). Тогда система металл—кислород перейдет в состо-
яние химической адсорбции, для которой зависимость потенциальной
энергии описывается кривой 2. В точке X система находится в состоянии
равновесия сил отталкивания и притяжения, а энергия связи этой системы
характеризуется значением Е2> Е{.

В рассматриваемой модели взаимодействия кристаллов с «полуреаль-
ными» поверхностями зависимость потенциальной энергии для химичес-
кой адсорбции кислорода описывается именно кривой 2 Для перевода
атомов металла (в комплексе Ме—О) в активированное состояние необхо-
димо разорвать связь между ними или, иными словами, осуществить десорб-
цию химически адсорбированного комплекса Ме—О. Для начала этого
процесса необходимо преодолеть энергетический барьер Е}. Далее процесс
будет характеризоваться энергией активации десорбции Е3.

Таким образом, процесс схватывания двух кристаллов, поверхностные
атомы которых химически адсорбированы атомами кислорода, можно
представить следующим образом. Энергия системы металл—кислород, ха-
рактеризуемая минимальным значением в точке X, при некоторой энер-
гетической стимуляции изменяется по правой ветви кривой 2. Эта энергия
расходуется на перераспределение электронной плотности в комплексе
Ме—О, что физически выражается в ослаблении связей между атомами
металла и кислорода. При достижении барьера Ел происходит разрыв свя-
зи между атомами металла и кислорода. При этом становится возможным
валентное межатомное взаимодействие. Потенциальная энергия вновь об-
разованного комплекса Ме—Ме изменится по кривой 5, которая достиг-
нет минимального значения в точке Л/. Процесс образования химических
связей между поверхностными атомами кристаллов (схватывания) можно
считать завершенным.

Проанализируем процесс охватывания двух кристаллов, поверхности
которых геометрически и атомно неоднородны и имеют слой оксида («ре-
альные» поверхности). Согласно теории окисления большинству металлов
вначале присуща адсорбция (даже при низких температурах) и далее сле-
дует само окисление, скорость которого определяется значениями параме-
тров процесса и природой металла. В связи с этим будем различать хи-
мически адсорбированный слой (как это было в случае «полуреальной»
поверхности) и слой оксида определенного стехиометрического состава.

Теплота химической адсорбции в большинстве случаев превышает те-
плоту образования оксида одинакового стехиометрического состава. Поэ-
тому стабильность комплекса химической адсорбции более высокая, чем
оксида. Это важно при оценке роли активных центров в процессе схваты-
вания.

Многочисленные данные свидетельствуют о том, что длительная обра-
ботка большинства металлов при высоких температурах и в глубоком ва-
кууме может обеспечить удаление с поверхности слоя оксида, но не обес-
печивает получение абсолютно чистой (ювенильной) поверхности. Таким
образом, процесс очистки металлической поверхности от слоя оксида не
тождественен процессу разрыва связей (десорбции) металл—кислород в
химически адсорбированном слое.

Следовательно, основные отличия процессов схватывания «реальных»
поверхностей (в условиях сварки в вакууме с подогревом) от «полуреаль-
ных» поверхностей сводятся к геометрической и атомной неоднородности
«реальных» поверхностей.

Образование физического контакта на начальной стадии формирова-
ния соединения происходит преимущественно по механизму микроплас-
тической деформации. Дефекты, образующиеся на этой стадии, имеют в
пределах зоны соединения форму пустот, которые «залечиваются» путем
их рассасывания вакансиями. При этом относительная площадь контакта
Р в зависимости от отношения характеристических размеров дефектов аЬх
изменяется со временем по закону

Р = 1 - ехраг при аЬ~' » 1,

где /— расстояние между соседними дефектами; а — коэффициент; а0 —
начальный размер дефекта.
Скорость изменения ширины дефекта выражается следующим обра-
зом:

ба _ Ла&р
" ЯТЪг ’

Здесь Л — коэффициент объемной диффузии; й — объем одной вакан-
сии; р— внешнее давление; г — радиус кривизны поверхности дефекта;
К — координата дефекта; Т — температура.

В случае получения соединения импульсным воздействием время вза-
имодействия зависит от технологических особенностей метода. В частнос-
ти при СВ предложено пользоваться такой зависимостью:

Ав = 23тЙ1с01,

где Зт1П — толщина более тонкого металлического слоя в композиционном
материале; с0 — скорость звука в металле.

Однако применительно к СВ этот параметр имеет сугубо условное
значение и, как будет показано ниже, не налагает никаких ограничений
на время взаимодействия.

Активация сопрягаемых поверхностей проявляется как разрыв хими-
ческих связей Ме—О и может осуществляться четырьмя путями: тепло-
вым, дислокационным, механическим и химическим [249, 250]. Анализ
модели формирования активного центра, при котором дислокации удаля-
ются из зоны контакта (рис. 3.53, б), показывает, что все атомы на повер-
хности в пределах области упругих искажений вокруг дислокаций, энергия
которых достигает потенциального барьера около поверхности 6/, разры-
вают старые и формируют новые межатомные связи. В этом случае пло-
щадь активного центра 5 и количество атомов в нем л определяются из
следующих уравнений:

8 = я{[-0,5а(1 - V)4] 1в2я’}2 =	,

п = тш"2{[-О,5а(1 - ууЧфЗпЖОЬ’1}2.

Здесь а — период кристаллической решетки; V — коэффициент Пуассона;
Ь — модуль вектора Бюргерса; Я(Ц) — сдвиг л-го ряда решетки; X — час-
тота выхода дислокаций; <5 — скорость роста прочности. Эта энергетичес-
кая модель активации сопрягаемых поверхностей показывает, что относи-
тельная прочность у соединения, которая отражает степень адгезии (схва-
тывания), связана с числом образовавшихся активных центров так: о =
= ВС8.

Время полной адгезии определяется временем активации сопрягае-
мых поверхностей, так как по достижении заданного энергетического уров-
ня атомы мгновенно формируют межатомные связи, т, е. /мг = 4, и следова-
тельно, /а = Ы)(В8ё) , где В — коэффициент, зависящий от скорости дефо-
рмации ё, а Ь является пробегом дислокаций до достижения барьера.
Объемное взаимодействие при соединении разнородных металлов, ко-
торые могут образовывать хрупкие фазы, должно быть ограничено схваты-
ванием сопрягаемых поверхностей, которое в случае СВ является необхо-
димой и достаточной стадией процесса. Условия, необходимые для полу-
чения прочного соединения в этом случае, будут следующие: //пс > гадг > /р,
4*. > /т + Гоял. Здесь /р — время релаксации напряжений в соединенных ме-
таллах; <„с — продолжительность инкубационного периода зарождения но-
вой хрупкой фазы; гт + /оял — время, в течение которого металл пребывает
в зоне «опасных» температур,

3.5.4.	Процесс сварки взрывом с точки зрения
упругопластической теории

Поскольку понятие области СВ определяется как множест-
во точек плоскости (у, ^), в пределах которой справедлива гидродинамичес-
кая модель явлений, сопровождающих высокоскоростные косые соударения
металлических тел, то границы области сварки, на которых проявляется вли-
яние индивидуальных свойств металлов, можно определить как ограничения
гидродинамической модели. Одним из таких ограничений является неопреде-
ленность, связанная с использованием в соотношениях, описывающих гра-
ницы области СВ, физико-механических характеристик, участвующих в соу-
дарении тел, особенно если они существенно различны.

От гидродинамической теории, разработанной применительно к куму-
ляции, первоначально и не требовалось учитывать такое различие, так как
кумуляция по определению — явление геометрически и физически симме-
тричное, Поэтому, как это можно было видеть из изложенного выше, в
гидродинамической теории СВ до сих пор употребляются свойства, не от-
несенные к конкретному металлу из свариваемой пары, такие, как проч-
ность, плотность, температура плавления, теплоемкость, скорость звука и
т. д., что зачастую оказывается неприемлемым.

Следует напомнить, что в рамках гидродинамической модели явления
соударяющиеся тела при СВ рассматриваются как струи жидкости и об-
ласть существования СВ, которые на плоскости (у, >4) выделяют кривыми
А, В и С (рис. 3.54). Слева она ограничена прямой Е, параллельной оси
ординат и соответствующей режимам, при которых в точке соударения
достигаются давления, достаточные для перевода металла в пластическое
состояние. Вдоль прямой О происходит переход от волнообразной к без-
волновой конфигурации соединения. Соответствующее этой прямой зна-
чение скорости точки контакта определяется условием

= (2ОНУ/р)0,5,	(3.117)

где НУ — твердость металла, р — его плотность.

Кривой В ограничиваются значения параметров соударения, при ко-
торых возможно образование обратной (кумулятивной) струи. Кривая С
является верхней границей области СВ и ее положение зависит, как изве-
стно, от тепловых и силовых усло-
вий сохранения уже образовавшихся
соединений [217].

Наибольшее внимание исследо-
вателей привлекает нижняя граница
области существования СВ (кривая
А). В рамках гидродинамической мо-
дели явления она описывается в об-
щем виде гиперболой

уУк = соп$1.	(3.118) Рис, 3.54. Классификация течений при

СВ на плоскости (у, УЛ) по А.А. Дерибасу
Константа в (3.118) задается как

НУр'1 [28], и тогда уравнение нижней границы сводится к виду

уИ, = *(НУ/р)0’3.

(3.119)

Наряду с НУ в выражении (3.119) можно использовать и другие харак-
теристики прочности — предел упругости Гюгонио, статические пределы
текучести от или прочности ов с учетом эмпирически установленной связи
между ними. Например, для стали [280]

НУ =5от = 2,5ств.	(3.120)

Для лучшего согласования с экспериментом в формулу (3.120) вводит-
ся подгоночный коэффициент А", значения которого для различных соче-
таний свариваемых металлов и условий сварки укладываются в диапазон
0,6...1,8 [236].

При СВ одинаковых или близких по прочности металлов выражение
(3.119) не содержит в себе формальных противоречий и дает удовлетвори-
тельную сходимость с экспериментальными данными. Однако при анали-
тическом определении нижней границы области СВ в несимметричной
схеме соударения разнородных металлов, особенно если они резко разли-
чаются по статической прочности (твердости), возникают принципиаль-
ные трудности с выбором вводимой в уравнение (3.119) твердости (и пло-
тности) одного из металлов свариваемой пары [38]. Исходя из наиболее
распространенной гипотезы о необходимости образования обратного по-
тока массы (кумулятивной струи) [38, 192] как критерия СВ, предлагалось
использовать в этом уравнении твердость более прочного [246] или, нао-
борот, менее прочного [38, 192] металла из свариваемой пары либо полу-
сумму их твердостей [28, 217, 281] с соответствующим варьированием ко-
эффициента А"для согласования расчета с экспериментом.

Физические обоснования этих вариантов неубедительны. Достаточно
сказать, что, если нижнюю границу определять из условия формирования
обратного потока массы с поверхности менее прочного (более мягкого)
металла пары [282], то остается неясным, каким образом при этом проис-
ходит самоочищение и формоизменение более твердого металла так, что в
нем возникают симметричные, синусоидальные (если одинаковы или бли-
зки плотности свариваемых металлов [28]) волны. Столь же необоснован-
но вводить в формулу (3.119) и твердость более прочного металла, так как
при этом менее твердый металл пары заведомо перегружается, что должно
было бы вызывать его плавление, экспериментально не обнаруживаемое
вблизи нижней границы. Использование же полусуммы твердостей [38] —
это, по существу, вынужденный компромисс.

Согласно развиваемой в настоящее время в ИЭС концепции исходят
из того, что процесс СВ однородных и разнородных металлов, как близ-
ких, так и сильно различающихся по статической прочности, при реали-
зации определенных режимов соударения сопровождается более или менее
выраженным волнообразованием на границе соединения. Существует, как
уже отмечалось, несколько теорий волнообразования [28, 217, 2811, в том
числе теория, основанная иа представлении о возникновении и взаимо-
действии своеобразных бугров пластической деформации перед точкой
контакта [29], опережающих последнюю и возможных только при дозву-
ковых скоростях ее движения. Причиной образования бугров, по-видимому,
является движение металла за фронтами волн разгрузки от свободных по-
верхностей соударяющихся тел, которое характеризуется массовыми скоро-
стями У61 и /б2. Параметры процесса образования профиля границы сое-
динения должны определяться, скорее всего, некоторыми соотношениями
между и /62 и упругими константами каждого из металлов, т. е. долж-
ны учитывать их индивидуальные физ и ко-механические свойства. Отметим,
что на действии этого механизма основан рассмотренный ранее способ СВ
ударной волной [23, 28, 280]. Попутно уместно подчеркнуть, что в рамках
этой теории волнообразования на скорость точки контакта должно быть
наложено дополнительное ограничение, а именно К, < ср (ср — скорость
поверхностной волны пластической деформации (см. [23, выражение
(1.51)]). Тогда в первом приближении можно предположить = ср. Это
обстоятельство, кстати, не нашло отражения ни в работе [29], ни в после-
дующих публикациях по этому вопросу. Автор работы [283], рассматривая
взаимодействие соударяемых тел в рамках упруго пластической модели, в
качестве критерия нижней границы предложил условие у = утт= 7°, к ко-
торому мы еще вернемся. Однако, независимо от принятой концепции
волнообразования, представляется совершенно очевидным, что волнооб-
разование есть не что иное, как процесс необратимого формоизменения
приповерхностных слоев н, главное, взаимопроникновения металлов, на-
ходящихся в кристаллическом состоянии. Следовательно, этот процесс
должен контролироваться индивидуальными прочностными характеристи-
ками металлов.

Поочередное внедрение при СВ одного металла в другой и наоборот
возможно по крайней мере в двух ситуациях: либо свойства, отражающие
сопротивление внедрению (твердость) и/или пластической деформации
(предел текучести) соударяемых тел, периодически изменяются, задавая
частоту появления волн И*/Х, либо эти характеристики изменяются на на-
чальной стадии соударения так, что становятся одинаковыми и сохраняют-
ся таковыми на протяжении всего процесса взаимодействия тел. Обе ситу-
ации выглядят достаточно реалистичными и сводятся, по существу, к то-
му, что прочности, а следовательно, и отражающие их физико-механи-
ческие характеристики обоих участвующих в сварке металлов в условиях
формирования волнообразного соединения должны быть тождественно
равны. Такой характеристикой прочности является, прежде всего, предел
текучести оя — показатель сопротивления металла пластической деформа-
ции, весьма чувствительный к ее скорости и температурным условиям де-
формирования [159]. Изложенное дает основание утверждать, что при вы-
сокоскоростном соударении металлов в режиме СВ по крайней мере вол-
нообразное соединение возможно тогда и только тогда, когда реализуются
условия совместного пластического деформирования металлов (собствен-
но, как и при других видах сварки давлением [234, 253]). Иными словами,
«силовое* взаимодействие свариваемых взрывом металлов, задаваемое па-
раметрами у и Ук, должно вызывать совместное пластическое течение при-
поверхностных слоев с такими, скорее всего согласованными, скоростями
деформации, которым в точности соответствуют их одинаковые динамиче-
ские пределы текучести, причем для существования стационарной волны
(безотносительно к ее размерам) это состояние равенства сопротивлений
пластическому деформированию должно быть установившимся. Рассмот-
рим, каким образом такая ситуация является реально возможной.

Сварка взрывом сопровождается весьма высокими скоростями дефор-
мации приконтактных слоев металлов. Ее оценивают, например, по ско-
рости затопленной струи [14, 38], ширине эпюры или по времени сущест-
вования в зоне соударения высокого давления [29], по размеру и времени
образования сдвиговых [229, 230] и волнообразных [249, 284, 285] дефор-
маций. Так, в работе [214] показано, что для получения качественных сое-
динений алюминия со сталью СтЗ и стали СтЗ с той же сталью требуется
критическая деформация сдвига, составляющая примерно 10 и 50 % соот-
ветственно, а продолжительность сварки, определенная по моменту при-
хода в зону соединеиия волн разгрузки, имеет порядок единиц микросе-
кунд. Отсюда следует, что скорость сдвиговой деформации приконтактных
слоев, участвующих в сварке металлов на глубине до нескольких мил-
лиметров, достигает значений не менее 1О5...1О6 сч. При таких высоких
скоростях деформации динамический предел текучести многократно пре-
вышает статическое значение от, обычно относимое к значениям ё поря-
дка 10"3 с1. Если, наконец, принять, что ё = Ук / к [284], то для типичных
значений скорости точки контакта Ук ~ 10~3 м/с и шага волн X ~ 10"3м та-
кже имеем ё - 106с-1. Еще больших (не менее чем в 1,5.„2 раза) скоростей
деформации следует ожидать в буграх, возникающих перед точкой контак-
та, согласно концепции волнообразования, предложенной в [29].

Исследованию влияния скорости деформации на показатели прочнос-
ти и пластичности металлических материалов посвящено большое количе-
ство работ, обзор которых можно найти, например, в [23, 28, 159, 164], а
также в гл. 2. Из этих данных следует, что при некоторой достаточно вы-
сокой скорости деформации абсолютные значения од металлов, имеющих
разные значения от, могут сравняться и достичь уровня, необходимого для
описания экспериментально определенных нижних границ области СВ
металлов в различных сочетаниях по классическим формулам (3.73),
(3.119) при формальной подстановке в них од вместо НУ,

В этом нетрудно убедиться, если принять во внимание, что уже при
ё = 0,5-105сч динамические пределы текучести, например, армко-железа
(сгт = 0,18 ГПа), стали СтЗ (от = 0,24 ГПа) и стали 45 (сгт = 0,52 ГПа) ста-
новятся одинаковыми (сгл = 1,2 ГПа) [113, 156] и приближаются к значе-
нию НУ стали 45, с запасом «вписываясь» в соотношение (3.119). Эта за-
кономерность наблюдается и для других металлов (алюминий и его спла-
вы: медь, латунь, ниобий, стали различной твердости), данные о которых
обобщены на рис. 2.8.

Таким образом, условие

оД1 = стя2	(3.121)

(индексы I и 2 относятся к мягкому и твердому металлам соответственно)
может быть постулировано как критерий волнообразования при СВ ме-
таллов, в том числе с различной исходной прочностью. По-видимому, по-
ложение прямой Е на рис. 3.54 как раз и определяется условием ё = ёт,п,
где ёт!п — минимальная скорость деформации приконтактных слоев сва-
риваемых металлов, при которой «сравниваются» их динамические преде-
лы текучести и твердости.

Непосредственное использование этого критерия на практике в насто-
ящее время довольно затруднительно, поскольку не вполне ясно, как сле-
дует задавать параметры соударения, чтобы обеспечить выполнение усло-
вия (З.П9). Это связано, во-первых, с отсутствием достоверных и достато-
чно общих эмпирических закономерностей изменения напряжений тече-
ния металлов в зависимости от скорости деформации при ё > 1О5...1О6 с’1,
тем более в условиях воздействия высоких гидростатических давлений и
температур, и, во-вторых, с проблематичностью надежного определения ё
в зоне формирования волн. Первое (и основное) затруднение может быть
в известной степени преодолено, если воспользоваться теоретическими
расчетами температурно-скоростной чувствительности напряжений тече-
ния в терминах дислокационной динамики для области надбарьерного
движения дислокаций. Такие расчеты выполнены, например, в [164], где
получено в общем виде кинетическое уравнение пластического течения,
которое решается численно и позволяет предсказать значения при очень
высоких значениях ё и различных температурах (см. раздел 2.3). Тем не
менее, сравнение данных, приведенных на рис. 2.5 и 2.10, свидетельствует
о перспективности этого подхода. Что касается второго затруднения, то
пока можно было бы ограничиться оценками ё = /X [284] или
ё - гДе — скорость бугра деформации относительно противопо-
ложной соударяющейся поверхности; X и а — шаг и амплитуда волны. В
этом случае можно прогнозировать, по крайней мере, порядок величины
ё. Во всяком случае несомненно, что в рассматриваемом диапазоне ско-
ростей деформации предел текучести определяется вязким сопротивлени-
ем движущихся дислокаций и для области их надбарьерного движения вы-
ражается в первом приближении уравнением вязкопластического течения
Шведова—Бингама [21]:

од = от+М,	(3.122)

где Ца — динамический коэффициент вязкости, значения которого для
разных металлов (1О"3...1О"5 Па с) можно найти в [28, 29, 38] (см. также
параграф 2.3 и п. 3.4.5).

Сделаем одно замечание. Возможно, догадка авторов [29], представ-
ленная формулой

рУ02/2 = (7/2л	(3.123)

(Уо — скорость соударения), отражает достаточное условие волнообразова-
ния, тогда как критерий (3.121) характеризует около - и/или допредельные
режимы соударения, при реализации которых появляется возможность
взаимного внедрения металлов. Тогда формулу (3.123) следует рассматри-
вать как условие, заведомо обеспечивающее совместное пластическое те-
чение металлов, к которому устремляются ст и стд2в соотношении (3.121)
по мере интенсификации режимов соударения, на что в известном смысле
указывает и критерий В.А. Симонова у = ут!п [283]. Справедливость этого
утверждения необходимо подтвердить экспериментально. Из (3.122) и
(3.123) вытекает

аТ2 ~ % = М| “ М* ,	(3.124)

а следовательно, критерием перехода от безволновой к волнообразной
границе соединения является условие увеличения предела текучести (ди-
намического упрочнения) менее прочного металла до уровня более проч-
ного металла с учетом его динамического упрочнения при скорости дефо-
рмирования, определяемой значениями у и Ук, равной согласно (3.124)

ё = (стТ2 -стТ|)(иО1 -Ис:Г'.

Для металлов с существенно различающейся прочностью можно, во-
первых, положить стТ1 = и получить оценочную формулу

М, з Ст,2	(3.125)

(которая, по-видимому, применима для определения ца| и стД), если СВ
осуществляется при скоростях точки контакта, близких к Ук; или лежащих
между Ук1 и Ук2 , что имеет самостоятельное значение), и, во-вторых, урав-
нение нижней границы представить в виде

гИ, =(М,/Р1)05.	(3.126)
Воспользовавшись в первом приближении соотношениями = Зцт =
= З^рс2 для одноосного напряженного состояния [23, 129], получим

(3.127)

где с, — скорость упругих волн сдвига; & — скорость деформации сдвига,
= А;	— время релаксации касательных напряжений (время запазды-

вания текучести) [23, 159].

Таким образом, волнообразование на границе соединения при СВ
представляет собой процесс совместного высокоскоростного пластичес-
кого деформирования приповерхностных слоев соударяющихся под углом
металлов, который контролируется характеристиками их динамической
прочности и вязкости. Условием волнообразования является равенство
динамических пределов текучести свариваемых металлов при скоростях
деформации и других условиях (температура, давление, вязкость метал-
лов), характерных для СВ. Можно полагать, что помимо других ограниче-
ний [38, 267] невозможность выполнения условия (3.121) препятствует СВ
некоторых сочетаний разнородных металлов.

При СВ металлов с сильно различающимися физико-механическими
свойствами в классическом уравнении (3.119) для определения нижней
границы области существования СВ допустимо использовать показатели
динамической прочности и вязкости, а также плотность менее прочного
металла с учетом характерного для данного процесса времени релаксации
напряжений.

Предлагаемая трактовка условия волнообразования в области нижней
границы СВ в терминах упругопластической теории может оказаться поле-
зной для углубленного понимания физической природы этого процесса и
способствовать развитию новых подходов к его исследованиям.

3.6. ПРАКТИЧЕСКОЕ
ПРИМЕНЕНИЕ СВАРКИ ВЗРЫВОМ

3.6.1.	Общие сведения

В настоящее время в мировой практике известно более
1250 схем СВ, подробная информация о которых содержится в работах [43,
286, 289]. Для иллюстрации возможностей СВ как технологического процесса
ограничимся кратким рассмотрением его особенностей и наиболее характер-
ных практических задач на основе применения СВ, решенных, главным об-
разом, в ИЭС им. Е.О. Патона [43, 289].

Исходя из возможных типов конструктивного исполнения многослой-
ных (композиционных) материалов или соединений разнородных частей
узла все технологические схемы удобно разделить на следующие группы:

•	СВ плоских заготовок;

•	СВ коаксиальных заготовок;

•	конструкционная СВ;
•	комбинированные процессы соединения, включающие СВ в качест-
ве одного из элементов;

•	специальные способы СВ конкретных многослойных материалов;

•	способы инициирования и профилирования зарядов ВВ.

Бесспорно, наиболее применимой в практических целях схемой свар-
ки многослойных материалов является параллельная схема, с помощью
которой получают заготовки площадью от 1 см2 до 20 м2 самого различ-
ного сочетания металлов. Такие заготовки могут подвергаться термо меха-
нической обработке: прокатке, гибке, штамповке и т.п. Особенностью па-
раллельной схемы является удобство управления всеми основными пара-
метрами соударения, обеспечения их стабильности в пределах сваривае-
мой площади и т.п. Угловые схемы обычно используются для специальных
случаев, научных целей, и они различаются сложным характером измене-
ния кинематических параметров, который связан с наличием переменного
зазора и ускоряющего действия ПД заряда В В на метаемую пластину
вдоль свариваемой заготовки.

Многослойные композиционные материалы получают СВ с помощью
одновременной схемы одним или двумя симметрично расположенными
зарядами ВВ. В общем случае расчет оптимальных параметров сварки в
одновременных схемах является сложной многопараметрической задачей,
решаемой в одно- или двумерном вариантах методами компьютерного мо-
делирования [287].

Одним из возможных технологических путей получения волокнистых
металлических композиционных материалов является СВ по параллельной
схеме с расположением обычно нескольких чередующихся слоев волокон
и матрицы.

Во всех схемах СВ плоских заготовок для снижения бризантного дейс-
твия ПД ВВ на контактирующую с ними поверхность метаемой пластины
последнюю часто защищают слоем инертного материала, например рези-
ны, латекса, пластилина и т.п.

Сварка взрывом коаксиальных биметаллических и многослойных заго-
товок реализуется с помощью схем получения трубных и стержневых ком-
позиционных элементов, предусматривающих использование либо наруж-
ного, либо внутреннего (для трубных изделий) зарядов ВВ. Схемы СВ с
использованием наружного заряда более предпочтительны из-за своей
простоты и меньшей остаточной деформации получаемого продукта. В
этом случае при сварке трубных заготовок внутренний объем сборки запо-
лняют водой или водой в сочетании с металлическим сердечником. Харак-
терной особенностью работы с подобными схемами яаляется применение
на торце рабочего заряда направляющего, как правило, металлического
конуса с углом при вершине 60... 120°. Заряд обычно порошкообразного
ВВ формируется в легко разрушаемом контейнере в вертикальном поло-
жении сборки, в верхней части которого строго по оси симметрии устана-
вливается направляющий конус и детонатор.

Более сложными в практическом использовании являются схемы из-
готовления коаксиальных заготовок с внутренним расположением заряда
ВВ. Плакирование внутренних поверхностей обычно осуществляют в слу-
чаях, когда внутренняя труба значительно тоньше наружной. Основные
проблемы этих схем сводятся к необходимости создания вокруг наружной
поверхности внешней трубы массивной разборной оболочки (бандажа)
многоразового использования и учета нестационарности работы заряда ВВ
в оболочке, а следовательно, нестабильности свойств соединения вдоль
оси заготовки. Обычно применяются либо цилиндрические, либо кольце-
вые заряды ВВ в водонепроницаемых оболочках из легко разрушающихся
материалов (например, картона). Инициирование кольцевых зарядов про-
изводят с помощью пучка равновеликих по длине отрезков ДШ. При вну-
треннем плакировании крупногабаритных оболочек зачастую используют-
ся так называемые динамические опоры, представляющие собой дополни-
тельный заряд ВВ, размещаемый снаружи и инициируемый синхронно и
синфазио с рабочим зарядом.

Основным Отличительным признаком схем конструкционной СВ яв-
ляется, как правило, применение в них локализованных и ограниченных
по площади относительно всей конструкции зарядов ВВ, причем сварка в
большинстве случаев выполняется на готовой конструкции, а получаемое
соединение обычно не требует дальнейшего передела.

Соединение листовых заготовок встык в отдельных случаях выполня-
ют плоским накладным зарядом, укладываемым на отбортованную кромку
одного из листов. На противоположной кромке обеспечивают требуемый
угол соударения. Сварку осуществляют на металлической подложке. Сты-
ковое соединение с нахлесточными планками выполняется по одновре-
менной двусторонней схеме.

В большинстве практических случаев соединение плакирующего слоя
с основным по всей поверхности их соприкосновения не является обяза-
тельным. Иногда оказывается достаточным получение прочного соедине-
ния двух листов в отдельных точках или полосах, реализуемого одновре-
менным инициированием системы удлиненных полосовых или шнуровых
зарядов.

В отечественной практике освоена технология [202,203] плакирования
(рис. 3.72) отдельных участков криволинейных поверхностей ответствен-
ных конструкций. Например, таким образом были покрыты участки лопа-
стей гидротурбин ГЭС кавитационно-стойкими сталями. Для предупреж-
дения возможных деформаций и появления трещин заготовку лопасти при
сварке располагали на основании из металлической дроби.

В практике СВ известны несколько способов технологических реше-
ний по стыковому соединению труб. В подобных схемах заряд ВВ в спе-
циальной оболочке располагают снаружи, а для избежания деформации
сечения трубы в зоне действия ПД ВВ внутреннюю часть трубного про-
странства заполняют легко удаляемым после сварки материалом (сплавы
Вуда, Розе и т.п.). Заряд инициируют с помощью пучка ДШ, подрывае-
мого электродетонатором.

Трубы одного диаметра с одинаковой толщиной стенок соединяют ли-
бо путем предварительного развальцовывания торцевой части одной из
труб до диаметра, обеспечивающего необходимый сварочный зазор на
длине 2...2,5 диаметра трубы, либо — специальной подготовки кромок,
когда в зоне соединения реализуется угловая схема сварки, либо же с по-
мощью приварки накладного кольцевого элемента с толщиной стенки,
равной толщине стенки свариваемой трубы.

Стыковое соединение труб разного диаметра (но близких типоразме-
ров) обычно выполняют внахлест на длине не менее одного диаметра тру-
бы. Важным практическим приложением СВ являются схемы стыкового
соединения силовых проводов, кабелей и т.п. различных электросетей при
их монтаже, ремонте, модернизации. Согласно одной из наиболее распро-
страненных схем соединения кабеля встык (см., например, рис. 3.106) в
качестве ВВ используют ДШ, навитый на привариваемую (медную или
алюминиевую) в зоне стыка муфту. Несмотря на то, что скорость детона-
ции современных ДШ значительно превышает скорость звука в металле,
при такой схеме укладки шнура продольная (относительно оси кабеля)
скорость распространения ударной волны и, следовательно, скорость точ-
ки контакта оказываются дозвуковыми, тем самым обеспечивая благопри-
ятные для качественной сварки условия соударения.

Взрывные технологии нередко используют в мировой практике для за-
крепления труб в трубных досках различного теплообменного оборудования
тепловых и атомных электростанций, химического и нефтеперерабатыва-
ющего оборудования. Существуют два способа закрепления трубного пуч-
ка в доске: запрессовка взрывом с последующей обваркой кольцевым
швом торца трубки и собственно СВ. В обоих способах схемы идентичны,
различие заключается лишь в массе заряда ДШ (при СВ он больше). Под-
рыв зарядов в пучке труб осуществляется одновременно для каждой труб-
ной решетки. Не допускается одновременное инициирование зарядов в
обеих трубных решетках одного монтируемого аппарата.

С помощью схемы, приведенной на рис. 3.110, была решена важная
проблема железнодорожного транспорта: приварка взрывом рельсовых со-
единителей на электрифицированных участках железных дорог. Располо-
женные симметрично относительно стыка рельсов и под углом к головке
рельса медные части соединителя двумя миниатюрными зарядами ВВ про-
чно привариваются, обеспечивая хороший электрический контакт.

Согласно приведенным выше данным на формирование собственно
соединения при СВ затрачивается не более 3...5 % энергии ВВ. Это обсто-
ятельство предопределило возможность комбинирования двух процессов:
сварки и формообразования. Так, при СВ с одновременной штамповкой
сварное соединение реализуется на первом этапе процесса соударения ме-
таемой пластины с расположенной ниже по параллельной схеме в полете
таким образом, что процессы схватывания завершаются до начала второго
этапа — штамповки сварной заготовки в специальной матрице. Остаточ-
ной кинетической энергии системы сваренных пластин достаточно для
требуемого формообразования.

В отличие от рассмотренных выше схем труппа комбинированных
процессов получения композиционных материалов характеризуется неко-
торым технологическим циклом из двух или нескольких операций, произ-
водимых над композиционным материалом, отдельными его частями или
узлом в целом, в результате чего изготавливаемое изделие приобретает но-
вые свойства, форму и т.п. В простейшем варианте такой цикл включает в
себя комбинацию СВ обычной биметаллической заготовки и ее последую-
щей прокатки до требуемых размеров. Комбинированные технологии
применительно к многослойным композициям значительно сложнее. Так,
во многих случаях основные слои композита приходится разделять разли-
чного рода диффузионными барьерами из третьих металлов, предупреж-
дающих развитие на границах композита нежелательных видов меха-
нической и химической неоднородности.

Изготовление биметаллических труб в отличие от сварки коротких
трубных заготовок имеет существенные особенности. В трубном производ-
стве монолитную заготовку под прошивку плакируют слоем другого ме-
талла по параллельной схеме, после чего выполняют операцию прокатки
биметаллической трубы.

Неразъемное соединение деталей и узлов, изготовленных из разнород-
ных материалов, невозможно без применения различного рода переходных
элементов плоской, цилиндрической сплошной и трубной конфигураций.
Наибольшее распространение в космической технике, атомном энерго-
машиностроении и т.п. получили трубные переходники различного ти-
поразмера. Выбор той или иной технологической схемы изготовления
переходных трубных элементов в общем случае определяется четырьмя
взаимосвязанными факторами: конструктивными особенностями переход-
ника, условиями его последующей эксплуатации, физико-механическими
свойствами используемых материалов и себестоимостью процесса.

Теплообменные панели из однородных и разнородных металлов с по-
мощью комбинированных технологий СВ можно получать двумя способами.
Согласно первому способу на неподвижную пластину наносят противо-
сварочную пасту требуемой конфигурации, а по второму — в неподвиж-
ной пластине выполняются каналы, заполняемые перед сваркой легкопла-
вким материалом. Затем осуществляют плакирование подготовленных та-
ким образом поверхностей слоем металла по параллельной схеме, после
чего в первом случае панель раздувают, а во втором — легкоплавкий напол-
нитель выплавляют. Например, схема точечной СВ позволяет в трехслой-
ном ее варианте получать объемные однородные и разнородные ячеистые
конструкции, обладающие высокой жесткостью и удельной прочностью.

В ИЭС в 80-х годах XX в. была разработана комбинированная техно-
логия вварки отводов в работающие магистральные газо- и нефтепроводы
(см. рис. 3.82).

Большую группу технологических схем СВ представляет собой сово-
купность способов получения композиционных материалов конкретного
типа или назначения. В эту группу, как правило, входят способы получе-
ния композитов со специально организуемой их внутренней структурой
под те или иные проектно-конструкторские задачи в целом (электропро-
водность, теплостойкость, радиационная стойкость и т.п.). Например, из-
вестен способ изготовления титаностального композиционного материала,
который может длительно эксплуатироваться при повышенных температу-
рах без образования хрупких интерметаллических фаз и имеет в качестве
промежуточных разделительных диффузионных барьеров слои меди и ни-
обия. В настоящее время эта труппа объединяет более 600 патентов, ин-
формация о которых содержится в созданном в ВолгГТУ автоматизиро-
ванном банке данных по технологическим процессам получения много-
слойных материалов [286].

В пределах данной монографии не представляется возможным дать
исчерпывающую характеристику всему множеству имеющихся в этой об-
ласти решений. Завершая краткую классификацию технологических схем
получения композиционных материалов, остановимся на основных спосо-
бах конструктивного исполнения и инициирования зарядов ВВ, применя-
емых для сварки. Наиболее употребительными являются простые наклад-
ные заряды ВВ, уложенные в картонные или деревянные контейнеры с
генератором детонационной волны и углом у вершины 60... 120°. Реже
применяют инициирование заряда из угла или из его центра, что обычно
приводит к повышенным краевым или центральным неприварам в месте
установки детонатора. В отдельных случаях, когда есть повышенные тре-
бования к конфигурации фронта детонационной волны, в качестве прово-
дника детонации используют отрезки ДШ, угол укладки которых рассчи-
тывается из соотношения скоростей детонации заряда ВВ и ДШ.

Для снижения действия импульса ударной волны в конечной части,
особенно длинномерных заготовок, обычно приводящего к увеличению в
этой области параметров волн, расплавов, эффективным приемом может
быть усечение заряда ВВ по его высоте на 30...60 % его начального расче-
тного значения. При сварке проводов и кабелей силовых электросетей в
качестве основного заряда ВВ, как уже отмечалось, используют навитый
на специальную муфту в один или два ряда ДШ.

Приведенная классификация технологических схем позволяет систем-
но подойти к анализу и выбору наиболее рациональных и оптимальных
путей решения сложных, обычно многофакторных и неформализованных
задач определения технологии изготовления композиционных материалов.

3.6.2.	Основные области применения сварки взрывом

Физические особенности процесса формирования соедине-
ния при высокоскоростном соударении слоев металла определяют основные
технологические возможности н области применения СВ (рис. 3.55).

Изготовление плоских биметаллических и многослойных компози-
ционных материалов с помощью СВ может проводиться либо непосред-
ственным плакированием заготовок, либо в сочетании с последующей
прокаткой композиционной заготовки на обычном металлургическом обо-
рудовании. Второй способ целесообразно применять при производстве
биметаллических и многослойных заготовок большой площади и сравни-
тельно малой толщины (до 40...50 мм). Способ непосредственной СВ яв-
ляется более универсальным, так как он позволяет плакировать наряду с
листами и пространственные, кованые и литые заготовки переменной тол-
щины и сложной формы. Толщина основного слоя и масса заготовки при
этом не отграничены, а толщина плакирующего слоя выбирается в соответ-
ствии с условиями эксплуатации изделия. Кроме того, в отличие от СВ с
последующей прокаткой вариант непосредственного плакирования не имеет
Области применения
сварки взрывом

Плоские
заготовки

Цилиндрические и
криволинейные
заготовки

Конструкционная
СВ деталей и узлов
(характерные примеры)

Непосред- ственное плакиро- вание	СВ  с последу- ющей прокаткой

Детали и узлы спло- шного сечения	Внутрен- нее плаки- рование

Заготов-
ки труб-
ных
досок

Плоские
переход-
ники

Корпуса
нефтехи-
мического
н энерге-
тического
оборудо-
вания

Объем-
ные ком-
позиции,
детали и
узлы

Переход-
ные эле-
менты си-
ловых це-
пей

Рис, 3,55. Освоенные области применения СВ

отграничений по номенклатуре свариваемых металлов и сплавов, обладаю-
щих неблагоприятными типами металлургического взаимодействия из-за
отсутствия в технологическом процессе стадий высокотемпературных на-
гревов. При этом практически исключается правка изделия, а также шли-
фование плакирующего слоя, наружная поверхность которого после воз-
действия взрыва существенно не изменяется (рис. 3.56). Положительным
экономическим фактором является и то, что листовая сталь, применяемая
для плакирования, в 2...3 раза дешевле более легированной тонкой прово-
локи или ленты, используемых при наплавке.

Рис. 3,55 Заготовки для барабан-сепаратовов (а) АЭС (АО «АНИТИМ») и сосуд вько-
г-> кого давления (б) фирмы Оь Роп1 бе Мептоиг, США, изготовленные с помощью СВ
Рис. 3.57. Корпус барабана-
сепаратора пара Билибинской
АЭС, изготовленный из заго-
товок, сваренных взрывом (АО
«АНИТИМ», Россия)

Все это приводит к
тому, что листовая конс-
трукционная сталь тол-
щиной 70... 100 мм, плаки-

рованная взрывом листа-

ми из стали 08Х18Н10Т толщиной 3...4 мм, почти вдвое дешевле аналоги-
чной стали с наплавкой. При толщине основного листа меньше 50 мм
экономические преимущества непосредственного плакирования снижают-
ся, так как возрастает площадь плакируемой поверхности на единицу мас-
сы полученного биметалла. В связи с этим в случае использования в конс-
трукциях листов небольшой толщины там, где это конструктивно возмож-
но, целесообразнее применять биметалл, полученный СВ с последующей
прокаткой,

В машиностроении бывшего СССР был накоплен значительный опыт
непосредственного плакирования взрывом с исследованием служебных
свойств получаемых биметаллических заготовок и деталей.

Основными отраслями промышленности, в которых применяются
плоские композиционные заготовки, являются нефтехимическое аппара-
тостроение и атомное энергомашиностроение, где из сваренных взрывом
биметаллических листов и плит изготавливаются корпуса сосудов, емкос-
тей, колонн и т.п. (рис. 3.57), а также трубные доски теплообменного обо-
рудования (рис. 3.58).

На Уральском заводе химического машиностроения кованые доски из
низколегированной стали повышенной прочности с массой больше 40 т,
диаметром 3,9 м, толщиной 460 мм были плакированы аустенитной ста-
лью толщиной 6 мм. Несмотря на трудности, связанные в основном с
транспортными и такелажными операциями при работах по плакированию
в полевых условиях, а также с влиянием неблагоприятных погодных усло-

Рис. 3.58 Технологический конденсатор (а) АЭС «Козлодуй» (Болгария) и па-
рогенератор (б) АЭС «Ловиза-П» (Финляндия) со сваренными взрывом трубны-
ми досками:

о — латунь ЛО62 + сталь 22 К; б — титан ВТ1-0 + сталь 08Х18Н10Т
Рис. 3.59. Сталемедноалюминиевые токоподво-
дящие узлы электролизера

Рис. 3.60. Восстановленные СВ лопатки направ-
ляющего аппарата гидротурбины

вий, из-за замены наплавки СВ
получили значительный эконо-
мический эффект вследствие как
уменьшения расхода и удешев-
ления высоколегированной ста-
ли плакирующего слоя, так и
снижения трудоемкости и улу-
чшения условий труда (наплав-
ка в несколько слоев с подогре-
вом заготовки до 350 °С). При-
веденные данные показывают,

что непосредственное плакиро-
вание взрывом плоских изде-
лий, особенно при большой тол-
щине основного слоя, является
высокорентабельным процессом,
позволяет снизить себестоимость
аппаратов и оборудования на
30...50 % за счет значительной
экономии дорогостоящих и де-
фицитных коррозионностойких
материалов.

В последнее время в энер-
гетике и электрометаллургии ши-
рокое применение находят двух-
и трехслойные переходные эле-
менты различной конструкции,
служащие для надежного сое-

динения разнородных участков силовых токоведущих цепей, такие детали,
изготовленные СВ с последующей холодной прокаткой заготовок, в отли-
чие от аналогичных, полученных другими способами (пакетной прокат-
кой, напылением, контактной, диффузионной, холодной сваркой), харак-
теризуются прочноплотным соединением составляющих слоев с близким
к нулю переходным электросопротивлением, отсутствием межслойной
электрокоррозии в процессе эксплуатации и высокой чистотой контак-
тирующих поверхностей. Эффективность внедрения конструкций компо-
зиционных токоподводящих узлов, заменяющих стандартные или штат-
ные, дает снижение в 1,7...2,5 раза переходного электросопротивления
(рис. 3.59) при значительном (в 5...7 и более раз) увеличении срока их ис-
пользования.

Протресс в развитии космической техники напрямую связан с уров-
нем технологии композиционных материалов, находящих широкое при-
менение в этой отрасли.

Композиционные материалы здесь обычно используются в виде так
называемых переходников, служащих для надежного и равнопрочного со-
единения частей конструкций из разнородных металлов (например, маг-
ний + алюминий, влюминий + титан, алюминий + сталь и др.) и объемных
корпусных узлов различного назначения.
Наряду с плоскими биме-
таллическими и многослойными
элементами СВ можно изготав-
ливать цилиндрические компози-
ционные заготовки как сплош-
ного сечения (стержни), так и
пустотелые (трубы), причем в по-
следнем случае плакирование воз-
можно снаружи и изнутри трубы.

При изготовлении цилинд-
рических композиционных из-
делий обычно применяется за-
ряд ВВ в виде кольца, распо-
лагаемого по периметру плаки-
рующего цилиндра, или в виде
стержня (при внутреннем пла-
кировании цилиндрических де-
талей малого диаметра).

Композиционные слоистые
стержни и трубы могут исполь-
зоваться как заготовки под по-
следующее волочение или про-
катку (биметаллическая прово-
лока, трубы и т.п.), а также для
изготовления цилиндрических

Рис. 3.61. Плакированные кавитационностойкой
сталью заготовки рабочих колес гидротурбины
ГЭС (АО «АНИТИМ»)

переходных элементов, служа-	-	--- и

г	’	7	Рис. 3.62. Корпус атомного реактора с диамет-

щих для надежного соединения ром дооо мм
участков трубопроводов разли-

чной аппаратуры (нефтехимической, энергетической, аэрокосмической и
др.), выполненных из разнородных металлов и сплавов, с помощью тради-
ционных методов сварки плавлением.

Особое место занимают технологические процессы плакирования
взрывом цилиндрических и криволинейных поверхностей при ремонте и
восстановлении уникальных конструкций, вытесняющие традиционные
способы сварки и наплавки. Например, разработана технология восстано-
вления отработавших более 30 лет тяжело нагруженных узлов трения кру-
пногабаритных (массой порядка 3,5 т, длиной больше 5 м) лопаток из ста-
ли 30 Л направляющих аппаратов гидротурбин Волжской ГЭС. По предло-
женной технологии, включающей в себя приварку взрывом обечаек из
стали 12Х18Н10Т с помощью наружного кольцевого заряда В В, полностью
восстановлен комплект из 32 лопаток, которые установлены в направля-
ющий аппарат турбины Волжской ГЭС (рис. 3.60). Внедрение созданной
технологии позволило полностью отказаться от замены дорогостоящих
крупногабаритных литых лопаток новыми, ограничившись восстановлени-
ем изношенных эксплуатирующихся поверхностей эксплуатировавшихся.

С помощью СВ удалось решить сложную техническую задачу плаки-
рования кавитационно- и коррозионностойкими сталями криволинейных
поверхностей большой площади для ряда гидроэлектростанций (рис. 3.61).
В целях предотвращения возможных деформаций заготовки сваривались
на опорах из металлической дроби. Вследствие этого была практически
исключена правка лопастей.

Получение гладкой и чистой поверхности плакирующего слоя исклю-
чило необходимость трудоемкого шлифования, что позволило Сохранить
повсеместно его номинальную толщину и обеспечило высокие эксплуата-
ционные показатели лопасти. Стойкость против кавитации лопастей, пла-
кированных взрывом, выше, чем наплавленных, а значит увеличивается и
межремонтный период работы колес. Плакирование лопастей взрывом
вместо наплавки существенно снизило и их себестоимость. Плакировано
взрывом и успешно эксплуатируется свыше 150 литых и профилирован-
ных лопастей рабочих колес на крупнейших гидроэлектростанциях. Опыт
эксплуатации показал, что применение кавитационностойких сталей с вы-
соким содержанием марганца повышает срок службы рабочего колеса гид-
ротурбины в 2...3 раза по сравнению с лопастями из стали 08Х12НД.

По разработанной «АНИТИМ» совместно с ЦНИИТмаш технологии
плакирована изнутри цилиндрическая обечайка диаметром 4,0 м (рис. 3.62).
При этом использовалась так называемая контримпульсная схема СВ (см.
динамическая опора на рис. 3.73) и получена практически 100 %-ная
сплошность соединения, остаточные деформации не превышали допуска
на размер при обработке.

НПО «АНИТИМ» совместно с ЦНИИчерметом и НПО ВНИИсельхоз-
маш проведен комплекс работ, включающий в себя получение СВ трех-
слойных заготовок, их горячую прокатку в тонкий лист, отделку н изгото-
вление деталей и узлов сельскохозяйственных машин, работающих в кон-
такте с агрессивными средами. Комплексный подход позволил в сжатые
сроки решить важную народнохозяйственную задачу — повысить в
2...3 раза срок службы машин для внесения в почву минеральных удобре-
ний. В промышленных масштабах освоено производство СВ трехслойных
заготовок размером 4200 х 1200 х 125 мм и толщиной плакирующих лис-
тов 12,5 мм. При проведении работ в полевых условиях обеспечены высо-
кие производительность и качество заготовки.

Можно привести ряд других примеров эффективного применения би-
металла и биметаллических заготовок, полученных СВ. Изготовление тя-
жело нагруженных подшипников скольжения и подпятников из сталеброн-
зового биметалла значительно увеличивает надежность и долговечность
работы узлов трения тепловозов, буровых установок, агрегатов трубопро-
катных станов и т.д. с одновременной экономией остродефицитного цвет-
ного металла. Применение биметалла сталь 45 + сталь Р6М5 для плоских
протяжек экономит до 85 % инструментальной стали без снижения качес-
тва инструмента. Получение листового износостойкого биметалла сталь
50 + сталь Х6Ф1 с последующей прокаткой повышает срок службы рабо-
чих органов почвообрабатывающих машин в 2...3 раза.

В литературе, посвященной технологии СВ, имеется достаточно много
оригинальных решений по сварке трубных стыков. В частности, было раз-
работано несколько методов сварки стальных труб диаметром до 1 м. Для
этого предлагается специальная центрирующая секционная оправка, кото-
рая устанавливается внутрь
трубы. При этом возмож-
но соединение труб вна-
хлест или встык с исполь-
зованием дополнительных
наружных колец, а длина
привариваемой трубы мо-
жет достигать 10... 12 м.
Сварку внахлест целесооб-
разно производить на дли-
не до 10 см. Компания

«Гайдротех» (США) рас- рнс, з^З. Сварка взрывом оболочек кабелей связи
сматривает вопрос об ис-

пользовании этой технологии для соединения магистральных нефте- н га-
зопроводов. Однако в настоящее время промышленной технологии СВ
встык трубопроводов, которая обеспечивала бы в полном объеме качество,
производительность и себестоимость процесса соединения, не существует.

Одной из эффективных разновидностей конструкционной СВ являет-
ся разработанный в ИЭС метод выполнения отводов на работающих газо-
и нефтепроводах. Суть комбинированного метода приварки отвода заклю-
чается в предварительном плакировании участка магистрального трубо-
провода 3...5 мм стальной пластиной через подслой меди, обеспечивающей
интенсивный теплоотвод из зоны дуговой сварки, с последующей устано-
вкой на это место специального монтажного устройства — камеры, выпо-
лняющей вырезку отверстия в магистральном трубопроводе, извлечение
вырезанной части и вварку отвода с соответствующей запорной арматурой.

В ИЭС создана и внедрена в практику прокладки междугородных ка-
белей связи технология СВ их оболочек (рис. 3.63). Начиная с 80-х годов
XX в. в СССР получила широкое распространение разработанная совмес-
тно ИЭС и ВНИИЖТ технология соединения проводов в контактной сети
железнодорожных путей без остановки движения поездного состава. Мон-

Рис. 3.64 Биметаллический теплообменник ко-
смического аппарата

тажники в промежутки време-
ни, свободные от движения поез-
дов, устанавливают в месте бу-
дущего соединения специаль-
ный контейнер из рулониро-
ванной фольги с накладным за-
рядом из ДШ. Высокоэффек-
тивный, простой и надежный
процесс нашел широкое при-
менение на железных дорогах
России и других стран (см. ни-
же). Кроме того, разработана и
внедрена технология локальной
СВ медных рельсовых соедини-
телей на электрифицированных
участках железных дорог. Преимуществом новой технологии является отсу-
тствие локального термического влияния на головку рельса; отсутствие
зоны сплавления с неизбежной механической и химической неоднородно-
стями, что в большинстве случаев (особенно прн низких температурах)
приводило к разрушениям головки рельса при эксплуатации.

Для большого круга практических задач не требуется соединения ме-
таллов по всей поверхности их контакта, а оказывается достаточным лока-
льное (в виде точек или полос) приваривание одного листа к другому. Раз-
работана технология получения объемных ячеистых конструкций как из
одно-, так и из разнородных металлов с помощью точечной СВ. При-
менительно к трехслойным конструкциям точечная СВ локальными цили-
ндрическими зарядами ВВ осуществляется таким образом, что под каж-
дым из них свариваются только два слоя. Полученную конструкцию затем
нагревают и, раздувая под давлением, придают ей требуемую форму.

Технологические возможности конструкционной СВ позволяют также
изготавливать различного вида теплообменные панели из одно- и разно-
родных металлов (рис. 3.64), ребристые поверхности, а также устанавли-
вать заплаты на разных узлах и конструкциях (от космической техники до
нефтехимической аппаратуры).

Этим не ограничиваются возможности эффективного использования в
машиностроении многослойных материалов, полученных СВ. Как уже от-
мечалось, этот процесс широко применяется за рубежом (США, ФРГ,
Швеции, Японии, Англии и др.). Наиболее известными являются: амери-
канские фирмы «Дюпон де Немур», «Детаклад», «Дайнемикс материал кор-
порейшн», «Нутер», «Эксплозив фабрикэйшн», «Аэроджет дженерал» и
др.; германские — «Крупп», «Тиссен», «Дойче эделыптальверке», «Фербу-
ндметалл»; французские — «Этаблисман эндюстриэль» и др.; британс-
кие — «Ноубл дивижн оф империал кемикл индастриз», орудийный завод
в Радвей-Грине; шведские — «Уденхолм», «Динамит Нобель А.Г.» и др.;
японские — «Асахи касей когё», «Хитати сэйсакудзё» и «Фурукава».

Приведенные примеры далеко не исчерпывают всех технологических
возможностей СВ, а лишь обозначают направления их наиболее рациона-
льного использования. Обобщая сделанный обзор, можно констатировать,
что по комплексу полученных свойств, производительности, номенклатуре
соединяемых материалов СВ является эффективным, высокотехнологич-
ным, а в ряде случаев безальтернативным процессом получения слоистых
металлических композиционных материалов.

3.6.3.	Полигоны и камеры для сварки взрывом

В современных процессах металлообработки взрывом при-
меняют заряды ВВ с массой от нескольких граммов до сотен килограммов.
При этом следует отметить, что только незначительная часть выделяющейся
при взрыве энергии используется для выполнения полезной работы. Большая
часть энергии излучается в окружающую среду в виде УВ, сейсмических воз-
мущений, разлета осколков и т.д., а кроме того, происходит загрязнение ок-
ружающей среды токсичными продуктами детонации [288].
Воздушная У В — наиболее опасный поражающий фактор взрыва. Со-
гласно работе [291] при взрыве заряда ВВ массой 1000 кг радиус опасной
зоны от воздействия воздушной У В для зданий и сооружений равен 1600 м,
для человека — 150 м.

Сейсмические возмущения при подрыве открытых зарядов на поверх-
ности земли, как правило, не учитываются, так как сейсмически опасная
зона даже углубленных зарядов намного меньше соответствующей зоны от
воздушной У В. Например, при подрыве углубленного заряда массой
1000 кг в песчаном грунте радиус сейсмически опасной зоны не превыша-
ет 80 м, причем увеличение мощности заряда на порядок дает увеличение
радиуса опасной зоны всего в два раза.

Наличие поражающих факторов открытого взрыва обусловливает не-
обходимость проведения процессов металлообработки на полигонах, уда-
ленных на значительные расстояния от жилых и промышленных объектов,
что связано с существенными транспортными расходами и увеличением
себестоимости продукции. Полигоны занимают большие площади. Так,
для работы с зарядами массой порядка 500 кг необходима площадь около
100 га, что является определенным препятствием для проведения процес-
сов металлообработки взрывом, особенно в странах с высокой плотностью
населения.

Основным преимуществом работы на открытых полигонах, при доста-
точном их удалении от жилых и промышленных объектов, является воз-
можность получения СВ заготовок и изделий практически неограничен-
ных габаритных размеров и массы. При этом наличие нескольких площа-
док для ведения процесса может обеспечить высокую производительность
при незначительных капитальных затратах.

В бывшем СССР работали промышленные полигоны по производству
СВ биметалла на Ор ско—Хал ил о веком (ОХМК) и Кузнецком (КМК) ме-
таллургических комбинатах, кроме того, на СВ был специализирован Ги-
левский опытно-экспериментальный завод НПО «АНИТИМ» [292].

Открытый полигон ОХМК представляет собой две площадки, на ко-
торых можно подрывать заряды ВВ с массой 4,5 и 2,5 т. Площадки имеют
соответствующее оснащение, укрытия для тихоходной техники на период
взрыва и работают круглогодично. В комплекс полигона входят склад
взрывчатых материалов и железнодорожная ветка. Полигон находится в
60 км от комбината.

Особенностью работы полигона ОХМК является то, что вся подготов-
ка заготовок к взрыву (зачистка, мойка, сборка в пакет) производится в
цехе на комбинате, собранные пакеты железнодорожным транспортом до-
ставляются на разгрузочные площадки полигона, откуда автотранспор-
том — к месту взрыва. После СВ по той же цепочке заготовки доставляют-
ся в цех, где проходят контроль и, при необходимости, термическую обра-
ботку. Основной продукцией ОХММ являются трехслойные заготовки по
технологии НПО «АНИТИМ» под последующий прокат.

На ОХМК в середине 70-х годов XX в. началось промышленное произ-
водство крупногабаритных биметаллических листов СВ. Этому предшест-
вовали опытные работы в течение нескольких лет. Был уточнен сортамент
15-5-1832
и технология производства СВ биметалла, предложена конструкция стенда
для производства взрывов, разработаны технологические инструкции и
составлены технические условия на биметалл сталь + медь, сталь + титан и
сталь + нержавеющая сталь, решен ряд технологических и конструкторс-
ких вопросов, связанных с промышленным выпуском биметаллов. Разра-
ботанная технология производства включает в себя тщательную очистку
контактных поверхностей от окалины, оксидных пленок и их обезжирива-
ние, сборку двухслойного пакета, обеспечивающего соблюдение заданных
зазоров и нависаний в процессе транспортировки и подготовки к взрыву,
защиту контактных поверхностей от попаданий на них влаги и грязи, СВ
двухслойных пакетов с точным соблюдением установленной высоты заря-
да и состава ВВ, термообработку и правку сваренных биметаллических
листов, обрезку кромок и контроль качества сварки.

Строительство комплекса по производству биметалла осуществлялось
поэтапно. Первая очередь состояла из опытно-промышленного полигона
производительностью 1500 т/год биметаллических листов и временного
участка на стане «2800» для подготовки листов к сварке и отделки биме-
талла. Предусмотрено производство способом непосредственного плаки-
рования взрывом биметаллических листов с плакирующим слоем из меди,
титана и нержавеющей стали и основным слоем из углеродистой стали.
Размеры листов составляют (13..,32) х (800... 1500) х (3000...5000) мм с пла-
кирующим слоем толщиной 5...8 мм.

Сварка листов габаритами более 1500 х 5000 мм затруднена из-за
прогиба плакирующего листа и нестабильности режима сварки. А макси-
мальная толщина биметаллических ластов ограничена возможностями ли-
стоправильной машины холодной правки ЛПМ-32. Максимально допуска-
емый вес зарядов ВВ, взрываемых на одном участке, составляет 4500 кг.

Подготовка листов к сварке осуществляется в листопрокатном цехе
комбината, затем металл передается на полигон. После сварки на полиго-
не биметаллические листы передаются на стан «2800» для отделки и конт-
роля качества.

Строительство полигона было закончено, в основном, в конце 1975 г.
Стоимость первой очереди полигона около 2 млн руб. Полигон располо-
жен в 55 км от листопрокатного цеха и административно подчинен рудни-
ку комбината. От промышленной площадки рудника полигон удален на
5 км. Схема полигона представлена на рис. 3.65.

В состав опытно-промышленного полигона входят расходный склад
ВМ емкостью 75 т, разгрузочная площадка для ВВ, разгрузочная площадка
для металла, автодороги, два участка для производства СВ. Разгрузочные
площадки для ВВ и металла связаны с промышленной площадкой рудника
и комбината железнодорожной магистралью, а с полигоном и складом
ВМ — автомобильной дорогой.

Разгрузочная платформа предназначена для приема вагонов с ВМ, пе-
регрузки их в автомобили и доставки на склад. Она представляет собой от-
крытый участок с асфальтовым покрытием и служит для выгрузки из ваго-
нов контейнеров с подготовленным к СВ металлом, а также и погрузки их
на трайлеры. На эту же площадку доставляются сваренные биметаллические
Рис. 3.65. Схема полигона:

1 — пром площадка рудника; 2 — склад металла; 3 —
разгрузочная площадка ВМ; 4 — автодорога, 5 —
склад ВМ; 6 — ограждение опасной эоны; 7 — участ-
ки сварки взрывом

листы для транспортировки в листопро-
катный цех. Площадка оснащена само-
ходным краном грузоподъемностью 25 т.
Склад ВМ емкостью 75 т выполнен по
типовому проекту.

СВ производятся на двух участках,

обнесенных общим забором из колючей проволоки. Радиус зоны заграж-
дения равен 750 м. На каждом участке имеется по шесть железобетонных
стендов для производства взрывов, минная станция, укрытия для людей, а

также укрытие для бульдозера.

За согласованием работ на участках следит диспетчер из специального
здания, находящегося за пределами опасной зоны. Полигон оснащен ав-
томобильными кранами грузоподъемностью до 10 т, тягачами с трайлера-
ми, бульдозерами, автотранспортом для доставки ВМ, щебня, песка и
других вспомогательных материалов. В период работы он является охраня-
емым объектом с пропускным режимом.

Участок подготовки к сварке и отделке биметаллического листа осна-
щен следующим оборудованием (рис. 3.66): агрегатом для сплошной зачи-
стки контактных поверхностей листов с цветного металла; стеллажами
мойки и обезжиривания металла и стали; стеллажами мойки и обезжири-

вания листов основного и плакирующего слоя; стеллажами для подготовки
к сборке листов основного и плакирующего слоя; стеллажами сборки па-
кетов; кантователем; гильотинными ножницами с полем «гусиных шеек»;
машиной огневой резки «Черномор»; контейнерами для хранения и транс-
портировки собранных пакетов.

Рис. 3.66. Схема участка биметалла на стане
«2800»:

1 — «Черномор»; 2 — стеллаж приварки скоб и све-
рления отверстий в плакирующем листе; 3 — кантова-
тель; 4 — стеллаж для мойки и сборки пакетов; 5 —
стеллаж для углеродистого листа; 6 — стеллаж для
плакирующего слоя; 7 — агрегат сплошной зачистки;
8 — место хранения контейнеров; 9 — тележка; 10 —
стеллаж готовой продукции; 11— ножницы; 12 —
стеллаж для складирования биметалла; 13 — рольганг

Для отделки биметалличес-
кого листа используется обору-
дование стана «2800», колпако-
вые печи для термической об-
работки биметаллов, листопра-
вильная машина холодной пра-
вки ЛПМ-32, стеллажи осмотра
листов, кантователь, рольганги,
мостовые краны.

На участок сборки углеро-
дистый металл поступает со ста-
на «2800», а металл плакирую-
щего слоя — с заводов-постав-
щиков. Листы углеродистой стали
зачищаются машиной сплош-
ной зачистки по всей контакт-
ной поверхности. Отдельные участки поверхности могут дополнительно
зачищаться ручными наждачными машинами. После зачистки на гильо-
тинных ножницах или огневой резкой вырезаются карты необходимых
размеров, затем они очищаются от шлака и пыли и передаются на участок
сборки или укладываются в герметичные контейнеры для хранения или
для последующей прокатки.

Листы плакирующего слоя заданного типоразмера поставляются в тра-
вленом состоянии. При необходимости их очищают металлическими щет-
ками (с помощью зачистной машинки) до полного удаления оксидных
пленок и передают на участок сборки пакетов.

Контактные поверхности листов основного и плакирующего слоев
тщательно моют, обезжиривают и высушивают горячим воздухом. Подго-
товленные к сборке листы монтируют в пакет специальной конструкции,
который обеспечивает строгое соблюдение необходимых (расчетных) на-
висаний и зазоров в процессе хранения, и транспортируют для подготовки
к взрыву. Для предохранения от попадания влаги, грязи и повреждений
пакеты загружают в специальные герметичные контейнеры, в каждый из
которых входит 5...10 сборок общей массой 10...1 5 т.

Контейнеры с пакетами транспортируют в железнодорожных платфо-
рмах до промышленной площадки полигона, а затем на трайлерах подво-
зят к стендам. Пакет из контейнера укладывают на заранее подготовлен-
ную площадку стенда. Подготовка рабочей площадки стенда заключается в
планировке амортизирующего слоя щебня или песка (однородного и рав-
номерно уплотненного после предыдущего взрыва), подсыпке холмика
высотой 100...150 мм с размерами, соответствующими габаритами основ-
ного слоя.

После укладки пакета на стенд на верхний лист устанавливают дере-
вянную рамку для заряда ВВ. Размеры рамки соответствуют размерам ме-
таемого листа, а высота не должна быть меньшей расчетной толщины слоя
заряда. Затем производят засыпку заряда порошкообразного ВВ (зерно-
гранулиты 80/20; 79/21 для биметалла сталь + медь и углеродистая
сталь + нержавеющая сталь; смесь аммонита 6ЖВ с аммиачной селитрой в
соотношении 1:3 для биметалла сталь—титан вручную или с помощью
пневмозарядной машины.

ВВ должны обладать хорошей сыпучестью и равномерной плотностью.
Не допускается применение слежавшегося ВВ. Смесевые ВВ могут быть
заводского изготовления или подготовлены непосредственно на полигоне
(в здании подготовки ВМ). ВМ доставляют на полигон специальной авто-
машиной, в которой хранят сменный запас ВВ.

Толщина слоя заряда зависит от толщины метаемого листа (табл. 3.9).
В один из углов рамки помешают инициирующее вещество — гексоген,
аммонит, тротил (200...500 г на лист). Взрывание производят огневым спо-
собом. Время взрыва устанавливает диспетчер. Подъемно-транспортное
оборудование выводят за пределы опасной зоны. Укрытием для персонала
служит передвижной железобетонный блиндаж.

Сваренные на полигоне биметаллические листы транспортируются на
промышленную площадку рудника трайлерами, а оттуда на железнодорож-
ных платформах — в листопро-
катный цех комбината. Здесь
листы проходят термическую
обработку на режиме: норма-
лизация (900...950 °С) для би-
металла сталь + нержавеющая
сталь; отпуск (600...720 °С) для
биметалла сталь + медь и сталь +
+ титан.

После полного остывания
биметаллические листы правят
на машине холодной правки
ЛПМ-32 за 4...6 проходов пла-
кирующим слоем верх. Затем
по рольгангу они поступают на
стеллажи осмотра. На гильо-
тинных ножницах или на ма-
шине огневой резки «Черно-
мор» производят вырезку де-
фектных участков, обрезку кро-
мок и отбор проб. Листы мар-
кируют и передают на склад
готовой продукции.

В отличие от описанного
основным преимуществом по-
лигона на Кузнецком металлу-
ргическом комбинате является
наличие цеха подготовки лис-
тов и заготовок к СВ непосре-
дственно на полигоне. Такое

Таблице 3.9. Параметры СВ биметалла

Марка плаки- рующего слоя	Размеры плакиру- ющего слоя, .мм	Тип ВВ	Таз щи на слоя ВВ, мм	
			нача- льная	конеч- ная
	5 х 1000х		50	45
	х 6000 6х 1200 х	Зернограну-	55	50
Сталь	х 6000			
Х8Н10Т	7 х 1500 х	лит 80/20	60	55
	х 6000 8х 1500 х		65	60
	х 6000  5 х 1000х		40	40
Медь	х4000  6 х 1200 х		50	40
	х 4000	Зернограну-		
М-1	7 х 1500	лит 80/20	55	45
	х 5000 8х 1500 х		60	50
	х 5000 5 х 1000 х		45	45
Титан	х 5000 6х 1200 х	Смесь	55	50
	х 5000	аммонит +		
ВТ1-0	7х 1500 х	+ аммиачная	60	55
	х 5000	селитра		
	8 х 1500 х	(1:3)	65	60
	х 5000			

Примечание. Изменение толщины слоя ВВ по
мере удаления от места инициирования должно быть
равномерным.

размещение в сочетании с пе-

чью для нагрева изделий перед взрывом позволяет вести работы круглого-
дично. Площадка для взрыва не имеет специальных опор. Полигон распо-
ложен недалеко от железнодорожной станции, где имеется холодный

склад для приема поступающего и отгрузки готового металла.

В цехе заготовки проходят подготовку к взрыву (зачистка, мойка, наг-
рев и др.), затем транспортируются на полигон, где производится сборка
под сварку и СВ. После взрыва заготовки поступают в цех, в котором про-
ходят контроль.

Гиле вс кий о пытно-экспери ментальный завод имеет цех для подготовки
к взрыву, подковообразный карьер и склад ВМ. Такое расположение позво-
ляет всю подготовку, в том числе и подогрев, производить в цехе, а на по-
лигоне осуществлять только установку пакетов, раскладку заряда и взрыв.

Хорошо оборудованным полигоном, оснащенным мощной взрывной ка-
мерой трубчатого типа (см. ниже), рассчитанной на подрыв зарядов массой
до 300 кг ВВ, а также другим стандартным и специальным оборудованием
располагает ИЭС им. Е.О. Патона. На этом полигоне в специальном поме-
щении изготавливаются заряды для резки взрывом, имеется возможность ме-
ханической обработки заготовок под СВ и готовых изделий. Здесь можно
производить и открытые взрывы зарядов массой в десятки килограмм.

При проведении работ в полевых условиях возможно попадание пес-
ка, пыли, влаги на свариваемые поверхности, что отрицательно сказывает-
ся на качестве полученных материалов. При ветре, осадках раскладка сы-
пучих ВВ представляет определенные трудности, а в условиях отрицатель-
ных температур возможно разрушение заготовок вследствие снижения
ударной вязкости металлов [29]. В полевых условиях сложно организовать
термическую обработку изделий (заготовок) непосредственно после взрыва
для предотвращения образования трещин замедленного разрушения, что
ограничивает возможности получения ряда композиций многослойных
материалов [259]. Кроме того, на полигонах невозможно обеспечить дос-
таточно высокий уровень механизации работ.

Одним из характерных примеров работ в полевых условиях за рубежом
может служить полигон фирмы «Нобиль Металл» (Швеция), на котором
осуществляется плакирование заготовок. Заготовки и листы для плакиру-
ющего слоя поступают на полигон с металлургического завода; они соби-
раются под сварку (включая операцию раскладки ВВ) в небольшом поме-
щении, а затем автопогрузчиком подаются к месту взрыва [259].

Для локализации поражающих факторов взрыва используются различ-
ные методы. Простейшим из них является засыпка (забойка) наружных
зарядов ВВ [291]. При слое засыпки, равном пяти высотам заряда, радиус
опасной зоны может быть уменьшен в четыре раза. Недостатком метода
является необходимость создания забойки для каждого заряда, кроме того,
не решается вопрос загрязнения окружающей среды.

Известно применение для этих целей водяных завес. Так, фирма «Ав-
нобель» (Швейцария) использует водяную завесу, создаваемую в воздухе
путем распыления воды дополнительным зарядом ВВ меньшей мощности,
взрываемого с некоторым опережением [295]. Данный метод менее тру-
доемок, чем предыдущий, но имеет те же недостатки.

В И ЭС им. Е.О. Патона было установлено явление интенсивного га-
шения УВ в пенах, представляющих собой 3...5%-ный водный раствор по-
верхностно-активного вещества [296]. Пена нашла широкое применение
для гашения УВ при резке взрывом магистральных трубопроводов. Пена
поглошает токсичные газы и частицы пыли, но не снижает сейсмические
возмущения и не обеспечивает защиту от крупных осколков (см. гл. 6).

В шахтах для этого применяют устройства (преграды), которые по
способу ослабления УВ разделяют на сплошные, перфорированные и раз-
рушающиеся. Сплошные преграды полностью воспринимают УВ, а пер-
форированные и разрушающиеся — частично. Сплошные преграды предс-
тавляют собой стальные двери и клиновые перемычки из бетона. Гашение
УВ происходит в результате ее отражения от граней перемычки и после-
дующего взаимодействия отраженных волн [297]. Перфорированные прег-
рады имеют отверствия и лабиринты для прохода воздуха, при этом коэф-
фициент ослабления УВ в зависимости от степени перфорации составляет
1,1...2,9. Примером перфорированной преграды может служить сетка из
стальных или пеньковых тросов.
Рис. 367. Участок сварки взрывом на
НЗЭТО:

1 — комната с сейфами для хранения смен-
ного запаса ВМ; 2 — комната подготовки В В;
3 — пультовая; 4 — комната обслуживающе-
го персонала; 5— шкаф управления; 6 —
зал взрывной камеры; 7 — взрывная камера;

8 — пульт управления; 9 — кран-укосина

Для локализации поража-
ющих факторов взрыва приме-
няют замкнутые бетонные кон-
струкции [295], как правило,
углубленные в землю. Так как
бетон — это конструкционный
материал, имеющий малую проч-

ность при растяжении, очевидно, что такие конструкции непригодны для
подрывов зарядов большой массы.

Снижение нагрузки на стенки бетонных камер достигается вследствие
применения разгрузочных окон, за которыми расположены гасящие конс-
трукции из двутавровых стальных балок, уложенных в двух перпендикуля-
рных направлениях. Например, в Колумбийской лаборатории (США) экс-
плуатируется железобетонная камера, имеющая диаметр 12 м, высоту 8 м
и толщину стенки 0,61 м. Камера рассчитана на подрыв зарядов ВВ мас-
сой до 23 кг. Пол камеры бетонный с покрытием из стальных плит. Обли-
цовка стен и купола камеры выполнена дубовыми панелями толщиной
0,1 м. Камера имеет вход размером 3x3 м и четыре отверстия диаметром
0,2 м для сброса давления газов. Из отверстий газы попадают на бетонную
подушку и дефлектор из шпал. Подрыв заряда производится на стальной
плите размером 2,4 х 1,8 х 1,5 м. Железобетонными взрывными камерами
меньших габаритов располагают специалисты КНР.

Более перспективно для локализации поражающих факторов взрыва

использовать металлические взрывные камеры.

Промышленный участок СВ на Новосибирском заводе электротерми-
ческого оборудования (НЗЭТО) действовал с 1976 г. Участок располагался
в здании одного из корпусов и занимал площадь 12 х 18 м. На рис. 3.67
показана планировка участка. В комнатах 1, 2 располагаются соответст-
венно комната хранения сменного запаса ВМ, оснащенная сейфами, и ко-
мната подготовки ВВ. Комнаты оборудованы в соответствии с «Едиными
правилами безопасности при взрывных работах»,

В комнате 3 размещены шкаф управления взрывной камеры 5 и гене-
ратор высоковольтных импульсов (ГВИ) 6, с которого производится по-
дрыв заряда во взрывной камере 7. Комната 4 предназначена для обслужи-
вающего персонала.

В конструкции помещения участка СВ никаких дополнительных требо-
ваний к прочности стен, перекрытий и т.п. не предъявляется, так как взрыв
целиком локализуется оболочкой взрывной камеры, что, в свою очередь,
учитывалось при проектировании взрывной камеры. Большое помещение —
зал для размещения взрывной камеры. Управление камерой осуществляется
с пульта 8, погрузка деталей и их выгрузка производятся краном-укоси ной 9.
а	б

Рис. 3.68. Расположенный 8 тоннеле подземный участок сварки взрывом фирмы Оупагтис

Ма(епа15 Согр. Для промышленного производства биметалла:

а — платформа для транспортировки заготовок и изделий у входа в камеру; б — выход из камеры
(показаны вентиляционные установки

Взрывная камера представляет собой цилиндрическую обечайку (тол-
щина стенки 50 мм, внутренний диаметр 1280 мм, длина 2560 мм, с двух
концов закрытую полусферическими крышками. Одна из крышек непо-
движно крепится к оболочке, вторая является подвижной и располагается
на тележке для перемещения крышки при открывании и закрывании
камеры, а также для выкатывания платформы из камеры в зону погрузки-
разгрузки свариваемых деталей и вкатывания платформы в камеру при
взрывных работах. Перед взрывом подвижная крышка крепится к обечайке
с помощью байонентного замка. Взрывная камера рассчитана на взрыв не
более 2 кг ВВ. Очистка камеры от газообразных продуктов взрыва осуще-
ствляется вытяжным вентилятором и сжатым воздухом.

В качестве средства инициирования используются высоковольтные
электродетонаторы, которые, во-первых, безопасны в обращении, а во-
вторых, улучшают условия труда, так как в обычных электродетонаторах
содержится азид свинца или гремучая ртуть, образующие при взрыве
токсичные вещества.

Проектирование и изготовление взрывной камеры было осуществле-
но заводом при содействии специалистов ИГЛ СО АН СССР. Взрывная
камера в основном предназначена для операций вварки труб и заглушек
в контактные щеки, а также для изготовления сталемедных элементов
рудотермического оборудования.

На Усольском заводе горного оборудования был организован специа-
лизированный участок СВ, на котором серийно, на поточной линии во
взрывной камере изготавливались сталеалюминиевые штыри электролизе-
ров алюминия (см. ниже рис. 3.77, 3.91).

Определенные преимущества есть у подземных участков (полигонов),
так как работа на них не зависит от времени года и погодных условий,
обеспечивая локализацию поражающих факторов. Один из таких участков,
по существу, подземная взрывная камера, расположена в подземных каме-
ноломнях в штате Пенсильвания. Эта подземная камера успешно исполь-
зовалась в течение более тридцати лет, вначале фирмой ОиРоп( Ве(ас1ад, а
затем (с 1996 г.) — Вупагтпс Ма(епа15 Согр.

Лист основания в сборе с плакирующим листом, на котором уложен
заряд ВВ, подается в камеру-тоннель специальным транспортом в виде
массивной платформы-автоприцепа (первоначально платформа переме-
щалась по железнодорожным путям), снабженной приспособлениями для
амортизации удара в момент взрыва (рис. 3.68). После взрыва и продувки
камеры для удаления газообразных ПД платформа с плакированным изде-
лием выкатывается из тоннеля.

Подземный участок сварки металлов взрывом в бывшем СССР имел
Зыряновский свинцовый комбинат [294]. Участок по обработке металлов
взрывом имел пять камер.

Для хранения материалов, заготовок и готовой продукции на участке
оборудован склад, расположенный в 100 м от взрывных камер, кроме того,
на участке имелась камера для подготовки и временного хранения ВВ. Ка-
меры и подводящие выработки с общим объемом 4220 м3 выполнены в
породах высокой прочности. Кроме того, выработки закреплены железо-
бетонными штангами и торкретбетоном. Взрывные камеры также закреп-
лены железобетонными штангами и имеют габаритные размеры: длина
5,4...8,0 м, ширина 3,5...3,8 м, высота 2,5...2,8 м. Опорой для сварки метал-
лов взрывом служат гравий, щебень или мелкие куски породы, покрытые
сверху слоем песка. Одна из камер оснащена опорой из чугунной дроби.
Для зашиты оборудования и людей от воздействия У В взрывные камеры
отделены от остальных помещений металлической дверью. Проветривание
взрывных камер осуществляется обшешахтной вентиляцией через скважи-
ны диаметром 150 мм. Время проветривания в зависимости от массы
взрываемого заряда В В колеблется от 10 до 50 мин. На этом опытно-экс-
периментальном участке выпушены опытные партии продукции по техно-
логии ряда организаций страны для предприятий цветной, черной метал-
лургии и сельхозмашиностроения (биметалл сталь + медь и медные спла-
вы, сталь + коррозионностойкая сталь, сталь + титан и др.).

Несмотря на определенные преимущества, подземные участки (поли-
гоны) также имеют ряд существенных недостатков, к которым следует от-
нести подземный характер работ; ограничение размеров заготовок параме-
трами транспортных устройств; повышенную влажность воздуха, возмож-
ность разрушения камер от систематического подрыва зарядов большой
массы, высокая себестоимость продукции вследствие больших накладных
расходов на предприятиях подобного рода.

Одним из наиболее распространенных способов получения плакиро-
ванных листов является пакетная прокатка, преимущество которой состо-
ит в том, что при нагреве герметичного пакета металл плакирующего слоя
непосредственно не соприкасается с газовой средой печи, а при прока-
те — с валками, охлаждающей водой и т.п. Это обеспечивает получение
поверхности плакирующего слоя без окалины и других дефектов прокат-
ного происхождения. Кроме того, четырехслойный симметричный пакет
не изгибается при прокатке, что весьма важно при транспортировке и да-
льнейшей обработке в технологическом потоке.

Однако возможности пакетного способа с точки зрения прокатки би-
металлических листов больших толщин ограничены. Для получения наде-
жного сцепления слоев при совместной горячей пластической деформации
разнородных металлов (например, углеродистая + нержавеющая сталь) ко-
эффициент высотного обжатия биметаллической заготовки должен быть
не менее 6...7. Поэтому толщина биметаллических коррозионностойких
листов, изготавливаемых отечественными заводами путем прокатки четы-
рехслойных пакетов, высотное обжатие которых не превышает пятикрат-
ного, не более 60 мм. В ряде случаев это приводит к образованию недоста-
точной прочности сцепления слоев.

Для получения листов толщиной до 100 мм с требуемой прочностью
сцепления слоев разработан комбинированный способ, основанный на
принципе сварки в процессе прокатки однородных металлов, которые при
совместной пластической деформации обладают большей способностью к
схватыванию, чем разнородные металлы.

Технологическая схема комбинированного способа включает следую-
щие основные операции: плакирование пластин нержавеющей стали сло-
ем углеродистой стали с использованием СВ; сборку пакета с предварите-
льно плакированными пластинами нержавеющей стали; нагрев и прокатку
комбинированного пакета; термообработку и отделку биметаллических ли-
стов. При прокатке комбинированного пакета необходимо обеспечить сва-
рку металлов, близких по физико-механическим свойствам, т.е. по грани-
це углеродистая + углеродистая или низколегированная сталь.

По указанной технологии могут быть изготовлены биметаллические лис-
ты из сочетаний марок стали основного и плакирующего слоев, которые бы-
ли предусмотренных ГОСТ 10885—75. В качестве материала для предварите-
льного плакирования взрывом нержавеющей стали можно использовать низ-
коуглеродистые стали или специальные сплавы, препятствующие диффузии
углерода из основного слоя в плакирующий.

Апробация новой технологии проведена на Коммунарском и Жданов-
ском им. Ильича металлургических комбинатах. Подготовку металла,
предварительное плакирование взрывом и изготовление комбинированных
пакетов осуществляли на КМЗ, а прокатку их на биметаллические лис-
ты — на заводе им. Ильича.

Для промежуточного слоя при предварительном плакировании взры-
вом использовали горячекатаные листы стали марки 20К толщиной 4 мм.
В качестве коррозионностойкого слоя применяли пластины стали марок
08Х18Н10Т и 12Х18Н10Т размерами 26 х 1200 х 2400 мм.

Перед сборкой комплекта под взрыв контактную поверхность пластин
углеродистой стали зачищали металлическими щетками. Затем соединяемые
поверхности обеих пластин обезжиривали бензином. СВ пластин из углеро-
дистой и нержавеющей стали производили по обычной технологии. Соединя-
емые поверхности плакирующих листов из нержавеющей стали перед СВ под-
вергают также травлению. При использовании плакирующих листов в горя-
чекатаном состоянии необходимо также зачишать их внешние поверхности,
на которые помещаются заряды ВВ. Пазы или надрезы в метаемых листах
необходимо выполнять так, чтобы они точно соответствовали контуру сляба.

СВ взрывом обычно производят на открытых полигонах или в специа-
льных камерах при положительной температуре. Однако в некоторых случа-
ях возникает необходимость сварки при отрицательной температуре.

Для определения влияния отрицательных температур на качество соеди-
нения металлов были проведены опыты по СВ слябов из низкоуглеродисгой
стали толщиной 100 мм, предварительно прошедших термическую обработку,
с листами из нержавеющей стали толщиной 20 мм. Установлено, что при те-
мпературе окружающего воздуха -15 °С происходит растрескивание слябов.
Предварительный нагрев слябов до температуры 20...40 °С позволяет полу-

чить качественное соединение металлов при тех же условиях опыта.

При разработке промышленной технологии получения СВ биметалличес-
ких заготовок возникла необходимость определить минимальный размер за-
висания метаемого листа по отношению к основному слябу, не влияющий на
качество сварного соединения. Первоначально СВ соединяли заготовки, име-
ющие одинаковую площадь. При метании листа нержавеющей стали толщи-
ной 16 мм на сляб толщиной 200 мм непривары в биметаллической заготовке
расположены на расстоянии 50 мм от торцов по периметру заготовки и в зо-
не инициирования ВВ. При изменении значения зависания метаемого листа
в диапазоне (1...5)8! (5( — толщина метаемого листа) качественное соедине-

ние слоев достигается при минимальном зависании в месте инициирования
ВВ, равном 551( а на остальных трех сторонах при зависании — Збр

Плотность материала основания при СВ также влияет на качество сое-
динения металлов. В частности, нежелательно применение основания из

жесткого материала. При использовании железобетонного или скального
основания необходимо, чтобы сляб укладывался на слой песка или щебня
толщиной не менее 1 м, так как при толщине слоя песка до 0,5 м на про-
цесс соединения металлов отрицательное влияние оказывают УВ, отра-
женные от жесткого основания. Например, при получении СВ биметалли-
ческой заготовки размером 216 х 1300 х 1600 мм (толщина метаемого лис-
та 16 мм) на скальном основании с толщиной слоя песка около 0,3 м ока-

залось, что после взрыва заготовка была отброшена в сторону примерно
на 2 м и имела в зоне конца детонации ВВ по всей ширине участок не-

привара длиной порядка 300 мм.

Наиболее подходящим материа-
лом основания для СВ толстых круп-
ногабаритных заготовок является пред-
варительно уплотненный песок на
подушке из щебня. При таком осно-
вании детонация заряда ВВ массой
400 кг приводит только к углублению
биметаллической заготовки прибли-
зительно на 200 мм (рис. 3.69). Опыт
показал, что СВ пластин происходит
по всей площади.

Рис. 3.69 Заготовка 12Х18Н10Т + 22К раз-
мером 16 + 215x1300x2800 под последу-
ющую прокатку
Рис. 3.70. Конструкция пакета с предва-
рительно плакированными пластинами не-
ржавеющей стали;

1 — сляб основного слоя; 2 — слой углероди-
стой стали; 3 — пластина нержавеющей стали;
4 — огнеупорный разделительный слой; 5 —
сварной шов; 6 — рамка пакета

Плакированные пластины нержа-
веющей стали правили на прессе, до-
полнительно травили и зачищали со
стороны углеродистой стали наждачной
бумагой и металлическими щетками.
Остальные операции по подготовке по-
верхности слябов основного и пластин

плакирующего слоев, сборке и сварке
пакетов производили по технологии
производства биметалла на КМЗ.

Были изготовлены четырехслойные
симметричные пакеты (рис. 3.70) раз-
мерами 500 x 1350 x2400 мм с основ-
ным слоем из стали марок СтЗ, 16ГС,

12МХ. Прокатку пакетов производили на стане «4500» завода им. Ильича. В
результате получены биметаллические листы толщиной 65... 100 мм. Коэффи-
циент высотного обжатия при прокатке таких листов составил 2,5...4,0.

Ультразвуковой контроль показал, что листы имели сплошное сцепле-
ние слоев по всей площади. При этом среднее сопротивление срезу и отры-
ву по плоскости соедине ния слоев составляло соответстве н но 280 и

380 МПа. Выявленные с помощью ультразвукового контроля незначитель-
ные дефекты (на двух листах) объясняются наличием мелких трещин, обра-
зовавшихся в углеродистой стали в процессе взрыва при предварительном
плакировании пластин нержавеющей стали.

При новой технологии количество листов с дефектами на контактной
границе слоев в 4...5 раз меньше, чем при традиционной технологии. Таким
образом, применение энергии взрыва в технологическом процессе пакетно-
го способа производства листового биметалла дает возможность не только
улучшить сплошность и прочность соединений, но и значительно увеличить
толщину листов при той же толщине исходных заготовок основного слоя.

При плакировании металлических изделий СВ на качество сварного сое-

динения существенно влияет опора, на которую устанавливают плакируемое
изделие. К опоре предъявляются определенные требования, главным из кото-
рых, особенно при массовом производстве, является долговечность: при хо-
рошем отводе ударных волн и минимальных остаточных деформациях изде-
лия. Кроме того, опора должна обладать универсальностью, т.е. быть пригод-
ной для размещения на ней изделий различной формы и габаритных разме-
ров, а также обладать несжимаемостью для обеспечения четкого обрезания
краевых свесов листа плакирующего материала и предотвращения углубления
в лее изделия. Для механизации и автоматизации вспомогательных работ
опора должна предотвращать сброс изделия в момент СВ.

Наиболее распространенными являются опоры, выполненные из грун-
тово-песчаных смесей, щебня, металла, резины и металла и железобетона.
Каждая из перечисленных опор имеет свои недостатки. Например, осущест-
вление процесса СВ на грунтово-песчаных опорах вызывает значительные
остаточные деформации изделий, особенно при их большой длине (пре-
вышающей 3 м). Вследствие большой податливости таких опор плакируе-
мое изделие погружается на значительную (относительно толщины изделия)
Рис. 3.71. Разрушение цельнометалличе-
ской опоры

глубину, что представляет определен-
ные трудности по его извлечению, а
также связано с проведением большо-
го объема работ по восстановлению
опор. Кроме того, при плакировании
изделий толщиной менее 10 мм на-
блюдаются краевые непривары из-за
удара краевых свесов метаемой плас-
тины о поверхность опоры до момен-
та их обрезания под воздействием
взрывного импульса.

Несколько лучшие результаты по-

лучены при эксплуатации опор из щебня, однако свойственные и им
недостатки грунтово-песчаных опор полностью не устраняются.

Цельнометаллические опоры недолговечны, так как разрушаются пос-
ле нескольких подрывов (рис. 3.71), а также практически не позволяют
плакировать изделия сложной конфигурации (например, заготовки лопас-
тей гидротурбины) вследствие чрезвычайной трудоемкости работ по под-
готовке профиля цельнометаллической опоры для размещения на ней та-
ких изделий. При плакировании изделия, размещенного на цельнометал-
лической опоре, наблюдается сброс плакируемого изделия в момент взры-
ва, что приводит к повреждению изделия.

Несколько лучше в эксплуатации резинометаллические опоры, предста-
вляющие собой набор металлических листов, разделенных листами резины.
Однако их верхний металлический лист после первого подрыва теряет фор-
му при условии его небольшой толщины; если же его толщина значительна,
то эта опора приобретает недостатки цельнометаллических опор.

Железобетонные опоры хотя и позволяют плакировать изделия слож-
ной конфигурации, однако являются одноразовыми и, следовательно, до-
рогими. Кроме того, транспортирование цельнометаллических и железобе-
тонных опор для плакирования на них крупногабаритных изделий пред-
ставляет определенные трудности.

Таким образом, ни одна из перечисленных опор не соответствует всем
требованиям: долговечности, удобству и надежности в эксплуатации, обес-
печению хорошего качества сварного соединения.

Наиболее полно эти требования удовлетворяют опоры различной констру-
кции с наполнителем из металлической дроби [259], Вследствие практической
несжимаемости опоры из дроби, ее дисперсности и большой массы, а также
равномерности непосредственного физического контакта с ней изделия по
всей опорной поверхности в процессе плакирования изделие получает мини-
мальные остаточные деформации, сохраняет свою форму и не требует последу-
ющей правки. Опора из дроби удобна в обслуживании и надежна в работе. Не-
сжимаемость препятствует внедрению плакируемого изделия в опору в момент
взрыва и тем самым способствует четкому обрезанию краевых свесов плакиру-
ющего листа, что гарантирует практически 100%-ную сплошность сварки.

Опора позволяет осуществлять высококачественное плакирование из-
делий сложной конфигурации. Дробью можно «забивать» полости любой
конфигурации с помощью дробеструйных аппаратов, добиваясь непосредст-
Рис. 3.72. Опора из металлической дроби:

о — для плакирования лопастей рабочих колес гидротурбин;
б— то же, заключенная в автомобильную покрышку (/ —
покрышка, 2 — дробь, 3 — металлический поддон)

венного физического кон-
такта опоры с поверхнос-
тью изделия. Такая опора
для изделия практически
любых габаритных разме-
ров транспортабельна.

Материал дроби вы-
бирают из условия сходст-
ва физико-механических
свойств материала плаки-
руемого металлического из-
делия. При этом опора

становится присоединенной массой, имеющей акустическое сопротивле-
ние, близкое к плакируемому изделию, что способствует отводу У В, При
плакировании изделий из стали используют стальную или чугунную дробь,
которая обладает хорошими прочностными свойствами и сохраняет в про-
цессе эксплуатации свою форму и размеры длительное время.

Размещение металлической дроби в емкости снижает ее разброс, что
резко сокращает объем работ по восстановлению опоры. Дробные опоры
имеют различные конструкции в зависимости от назначения. Одним из
примеров конструкции является опора для плакирования литых заготовок
лопастей гидротурбин (рис. 3.72, а). Металлическую дробь 6, несущую
плакируемое изделие 2, помещают в емкость 7, верхний участок стенки 5
которой выполняют из гибкого материала, например из прорезиненной
ленты или корда. Этот участок стенки 5 соединен с ней посредством бол-
тов 7 и перед взрывом удерживается в вертикальном положении с помо-
щью нитей 4, закрепляемых на торце плакируемого изделия 2.

В момент взрыва краевые свесы плакирующего листа 3 обрезаются и
при этом, в свою очередь, обрезают нити 4. Участок стенки 5 теряет свое
вертикальное положение и откидывается. Таким образом, беспрепятствен-
но обеспечивается выброс из емкости некоторого количества дроби вслед-
ствие действия сил, возникающих от нагружения в момент СВ.

Заполнение емкости с дробью жидкостью увеличивает площадь конта-
кта изделия с опорой почти до 100 % (с учетом контакта изделия с жидко-
стью, заполняющей все пространство между дробинками). Поскольку жид-
кость несжимаема, то она воспринимает значительную часть импульса от
взрыва, снижая тем самым давление дроби в зоне контакта ее с изделием,
что предотвращает появление отпечатков дроби на его опорной поверхнос-
ти, а также снижает остаточные деформации. Такая опора позволяет пла-
кировать изделия толщиной менее 10 мм, обеспечивая высокое качество
сварного соединения по всей поверхности.

Представляет интерес опора из металлической дроби, заключенной в
пневматическую шину (рис. 3.72, 6). Опора такого типа вследствие упру-
гих деформаций пневматической шины и разгрузки ее верхнего участка в
момент взрыва благодаря частичному выбросу дроби может служить про-
должительное время. Опору рекомендуется использовать на открытых по-
лигонах и, преимущественно, во взрывных камерах. Опыт эксплуатации
таких опор показал, что они выдерживают несколько тысяч подрывов.
Рис, 3.73 Контрим-
пульсная схема пла-
кирования взрывом
внутренней поверх-
ности цилиндриче-
ской обечайки:

1	— наружный (контр*
импульсный) заряд ВВ;

2	— плакируемая обе-
чайка; 3 — метаемая
обечайка; 4 — внут-
ренний (рабочий) за-
ряд ВВ

При плакировании изделий типа оболочек находят применение так
называемые инерционные опоры, которые представляют собой массивные
металлические элементы, устанавливаемые в контакте с плакируемым эле-
ментом и предотвращающие его деформацию при СВ. Этот путь, несмотря
на то, что он связан с созданием довольно сложной, иногда разборной
оснастки, является наиболее надежным.

Иной путь — это создание так называемых динамических (или контр-
импульсных) опор, роль которых выполняет дополнительный заряд ВВ,
размещенный с противоположной стороны плакируемого сварного изде-
лия. Преимуществами этого пути являются отсутствие необходимости в
специальной оснастке, применимость к изделиям сложной формы, возмо-
жность упрочнения соединения с обеих его сторон. Однако на практике
он довольно сложный, требует дополнительного расхода ВВ, приводит к
загрязнению изделий со стороны, противоположной плакировке и т.п. Ва-
жным вопросом является обеспечение синхронности нагрузки, действую-
щей на обе стороны сварного элемента.

Поскольку в качестве динамической опоры используется накладной
заряд, импульсная нагрузка с другой стороны соединения возникает (при
одновременном инициировании зарядов) с запаздыванием, равным време-
ни пролета плакирующей пластиной сварочного зазора. Это приводит к
возникновению изгибающего момента, деформирующего сварное изделие.
Поэтому инициирование поддерживающего заряда необходимо произво-
дить с запаздыванием (рис. 3.73):

Д/ = й/И0 соз 0,5у + 32/се,

где Н — сварочный зазор; Ис и у — скорость и угол соударения; 32 —
толщина; се — скорость звука в материале плакируемой обечайки.

Практически указанное замедление может быть обеспечено путем ини-
циирования зарядов 7 и 4 (рис. 3.73) одним детонатором с использованием
отрезков ДШ, длина которых различается на ЛД/, где Л' — скорость дето-
нации ДШ.

Большой объем работ по конструированию и расчету на прочность ме-
таллических взрывных камер выполнен Институтом гидродинамики СО
РАН. Эти взрывные камеры имеют, как правило, горизонтально располо-
женную цилиндрическую оболочку и предназначены для обработки изделий
Рис. 3.74. Взрывная камера конструкции ИГЛ СО

РАН с байонетным замком мощностью 2 кг ВВ

значительной длины (рис. 3.74). Камеры
имеют загрузочный люк с двумя кры-
шками, предметный стол, выполненный
из металлических листов с резиновыми
прокладками. Загрузка камер осуществля-
ется специальным манипулятором. Внеш-
няя крышка люка камеры приводится в дей-
ствие гидроцилиндром, а внутренняя —
штоком манипулятора.

На рис. 3.75 показаны эксперимента-

льные взрывные камеры, предназначенные
для исследования физических процессов, сопровождающих нагружение

металлов взрывом. Отметим, что цилиндрические камеры небольшого раз-

мера с горизонтальным расположением оболочки имеют ряд неудобств по
загрузке и извлечению изделия, контролю заряда ВВ и др. Более удобна в
обслуживании металлическая взрывная камера, имеющая вертикальный
цилиндрический корпус.

В практике нашли применение и металлические взрывные камеры на
базе сферических оболочек. Например, в одной из таких камер загрузоч-
ный люк расположен в нижней части оболочки, предметный стол (опора),
объединенный конструктивно с крышкой люка, установлен на штоке гид-
росистемы, замыкание которой с оболочкой осуществляется байонетным
затвором. Такая камера предназначена для обработки взрывом изделий
ограниченных размеров зарядами малой мощности.

Камера для взрывной штамповки (Пат. 1143879, Англия) имеет дво-
йной купол сложной формы, обеспечивающий равномерное распределе-
ние давления ПД. В НПО «АНИТИМ» разработаны и изготовлены тонкос-

тенные камеры (3 - 5... 10 мм), предназначенные для лабораторных работ и
рассчитанные на заряд 0,25...5 кг ВВ, которые оснащены системой вакуу-
мирования и вентиляции. Одна из таких камер (рис. 3.76) представляет

собой цилиндрическую вертикально расположенную конструкцию диамет-

ром 3,0 м с эллиптическими
днищами. Оболочка выполнена
из стали 22К с толщиной сте-
нок цилиндрической части 10 мм
и днища 16 мм. Корпус камеры
рассчитан на внутреннее (рабо-
чее) давление 0,6 МПа и внеш-

Рис. 3.75. Взрывная камера на 0,2 кг
ВВ с камерой для сверхскоростной
фоторегистрации (а) и мощностью 2 кг
с установками для импульсной рентге-
новской съемки (б)

а

б
Рис. 3.76. Цилиндрическая взрывная камера с вертика-
льной осью

нее (отрицательное) 0,16 МПа. Загрузочный
люк 2 прямоугольной формы (2,0 х 0,8 м) по-
зволяет свободно размещать в камере изделия
значительных размеров и не создает труднос-
тей при обслуживании. К тамбуру загрузочно-
го люка на шарнирах подвешена наружная
(герметизирующая) дверь 3. Для зашиты там-
бура от воздействия УВ имеется внутренняя
дверь 4. В нижней части камеры на амортиза-
торах 5 установлена опора с наполнителем из
металлической дроби 6, на которой произво-
дятся технологические операции обработки
взрывом. Камера оборудована защитными ус-
тройствами для гашения УВ и установлена в
здании. Двадцатилетний опыт эксплуатации

дай ио й установки подтвердил ее высокую надежность, простоту, техничес-
кую и экономическую целесообразность.

Горизонтально расположенная цилиндрическая взрывная камера с ба-
йонетным замком мощностью 2 кг ВВ была установлена на участке СВ

Усольского завода горного оборудования (Россия), в которой серийно из-
готавливались штыри электролизеров алюминия (рис. 3.77).

В ФРГ создана крупная камера для СВ объемом 600 м3 [298], которая
оснащена столом (6x3 м). Работа в данном случае не зависит от погод-
ных условий, так как камера расположена в заводском корпусе. В камере
производятся плакирование, вваривание труб в решетку и ремонт теплооб-

менников из специальных материалов.

Таким образом, в настоящее время накоплен определенный опыт эксплуа-
тации лабораторных и опытно-промышленных взрывных камер небольшой
мощности, в качестве корпусов которых используются цилиндрические и
сферические оболочечные конструкции.

Изучению напряженно-деформированного состояния таких конструк-
ций при импульсном нагружении посвящен ряд работ [299, 300], однако

точное решение задачи отсутствует,
что обусловлено трудностями реше-
ния трехмерной нестационарной за-
дачи о взрыве заряда ВВ, расшире-
нии ПД, их взаимодействии с оболо-
чечной конструкцией и деформиро-
вании последней. Разработка коррек-
тных приближенных методик расчета

Рис. 3.77. Взрывная камера для СВ стале-
алюмиииеаых штырей
оболочки при импульсном нагружении затруднена из-за отсутствия достато-
чного количества экспериментальных данных, так как имеющиеся данные
получены на оболочках небольшого размера и не могут быть использованы
для эффективного прогнозирования поведения натурных крупногабаритных
конструкций в связи с возможным влиянием масштабного фактора.

На практике оценку несущей способности цилиндрических взрывных
камер производят также, используя критерий А.Ф. Демчука [300], согласно
которому камера обладает достаточной статической прочностью при взры-
ве зарядов ВВ, масса которых Л/о, выраженная в килограммах, не превы-
шает значения массы оболочки взрывной камеры (ВК) Л/вк в тоннах, т.е.

10-3 Л/вк кг. Это соотношение может быть, однако, существенно улуч-
шено за счет использования известного приема автофретирования [129],
нашедшего применение, например, при изготовлении орудийных стволов.
Сущность его состоит в том, что оболочку камеры делают составной, на-
девая наружную оболочку на внутреннюю с натягом при помощи горячей
посадки. В этом случае окружные напряжения во внутреннем цилиндре
становятся сжимающими, а в наружном — растягивающими. Значения со-
ответствующих напряжений могут быть определены на основании реше-
ния известной задачи Ламе [474]. Вместо горячей посадки предложен [43]
следующий прием. Наружная оболочка изготавливается из двух полови-
нок, которые затем свариваются продольными швами с использованием
медных подкладок в зоне стыков во избежание излишнего нагрева внут-
ренней оболочки. При необходимости дополнительно выполняются не-
сколько продольных наплавок с тем, чтобы обеспечить во внутренней обо-
лочке остаточные окружные напряжения сжатия, приблизительно равные
0,5 о,,, которые контролируются с помощью тензодатчиков, наклеенных на
внутренней поверхности оболочки. При этом несущая способность камеры
повышается не только за счет примерно двукратного увеличения ее мас-
сы, но также и за счет предварительного напряжения внутренней оболоч-
ки. Такая технологическая камера, аналогичная показанной на рис. 3.77
диаметром 1400 мм, рассчитанная на подрыв зарядов массой до 5 кг, дли-
тельное время эксплуатировалась в ИЭС в лабораторных условиях.

Для разработки перспективных конструкций металлических взрывных
камер на базе выпускаемых промышленностью крупногабаритных тонко-
стенных оболочек было предпринято экспериментальное изучение процес-
са их нагружения и деформирования [26].

Проведенные исследования позволили, в отличие от ранее имевшихся
представлений, установить следующее: 1) сферические оболочки при осесим-
метричном взрывном нагружении испытывают однократное воздействие УВ
длительностью, не превышающей четверти периода радиальных колебаний
конструкции; 2) процесс деформирования радиальных оболочек имеет более
сложный характер, обусловленный суперпозицией возбуждаемых при нагру-
жении различных форм колебаний; 3) существенный вклад в формирование
наблюдаемого процесса вносят изгибные формы колебаний, максимальные
напряжения от которых сопоставимы по абсолютной величине с мембранны-
ми; 4) на начальной стадии деформирования оболочки изгибные напряжения
существенны только в окрестности мест нарушения симметрии конструкции
В момент достижения максимума в рассматриваемой области поверх-
ности оболочек деформации во взаимно перпендикулярных направлениях
могут быть близкими либо по значению, либо в одном из направлений к
нулю. Максимальные напряжения, действующие в поверхностных слоях
оболочки, более чем в два раза превышают начальные, вызванные воздей-
ствием на конструкцию УВ.

Таким образом, реальную оболочечную конструкцию в начальный пе-
риод деформирования, когда изгибные деформации значительны только
вблизи мест нарушения симметрии конструкции, можно рассматривать
как систему с одной степенью свободы, а в дальнейшем необходим учет
перераспределения энергии между изгибными и мембранными колебания-
ми. В такой постановке возможна разработка приближенной методики рас-
чета реальных оболочечных конструкций при импульсном нагружении [27].

Сопоставление расчетных и экспериментальных данных выявило их
удовлетворительную сходимость. Предложенную методику приближенного
расчета можно применять и в случае подрыва плоских зарядов квадратной
и прямоугольной формы, так как согласно экспериментальным данным
она не существенно влияет на напряжения в купольной части оболочки.

Допускаемые напряжения для рассмотрения конструкций должны на-
значаться с учетом обеспечения сопротивления усталости их материала.
Согласно проведенным расчетам на малоцикловую усталость для оболочки
диаметром 10,5 м из стали 09Г2С при количестве взрывов 2  104 за срок
службы допускаемые напряжения составляют порядка 160 МПа.

В результате проведенного анализа разработана экспериментально
обоснованная модель процесса деформирования при импульсном нагруже-
нии тонкостенных сферических оболочечных конструкций, имеющих раз-
личные нарушения центральной симметрии. На основании модели дефор-
мирования разработана методика расчета на прочность сферических обо-
лочечных конструкций в случае подрыва центрально расположенных со-
средоточенных и плоских зарядов ВВ с учетом их массы, энергетических
характеристик ВВ, размеров и массы оболочки, прочностных характерис-
тик ее материала, параметров заполняющей оболочку газовой среды [27].
После проведения комплексных исследований камера с оболочкой диаме-
тром 10,5 м была введена в опытно-промышленную эксплуатацию. Она
рассчитана на заряд смесевого ВВ (0 = 2100 кДж/кг) массой до 50 кг.

Камера (рис. 3.78) состоит из собственно оболочки, люка для загрузки
и выгрузки изделий. Она снабжена опорой специальной конструкции с
наполнителем из металлической дроби. Для продувки камеры после взры-
ва предусмотрена вентиляционная система.

Потребности производства диктуют создание взрывных камер, рассчи-
танных на заряды, масса которых исчисляется сотнями килограммов, что
требует применения оболочек больших размеров. Очевидно, что необходи-
мая мощность может быть достигнута на оболочках меньшего размера пу-
тем ослабления интенсивности УВ при помощи специальных защитных
устройств. Ослабление интенсивности УВ может быть достигнуто двумя
способами: во-первых, созданием вокруг заряда ВВ среды, гасящей удар-
ные волны, например пены, во-вторых, защитой внутренней поверхности
оболочки камеры различными экранирующими конструкциями.
Рис. 3.78 Взрывная камера мощностью 50 кг ВВ 010,5 м:
а — схема; б — общий вид

Применение сред позволяет эффективно гасить ударные волны, одна-
ко гасящая среда разрушается и необходимо ее восстановление после
взрыва. При применении жидких гасителей требуется тщательная гермети-
зация обрабатываемой системы. По-видимому, способы защиты, преду-
сматривающие ее восстановление после каждого взрыва, неперспективны
для систематического применения, однако они могут быть использованы в
случае необходимости однократного подрыва заряда, мощность которого
превышает расчетную.

Для оценки эффективности различных систем защиты были проведе-
ны специальные исследования [26, 27, 292]. Первоначально проверили эф-
фективность применения газожидкостных пен, для чего во взрывную ка-
меру подавали газожидкостную пену 6%-ного раствора пенообразователя
при помощи пеногенераторов типа ГВП-600.

В ходе экспериментов были использованы плоские заряды из смеси
аммонита 6ЖВ с аммиачной селитрой в отношении 1:3 массой 20, 40 и
60 кг, причем толщина слоя пены составляла 1,8...2,0 м.

Для предотвращения увлажнения В В заряды изолировали полиэтиле-
новой пленкой. Деформацию оболочки регистрировали в трех точках: в
экваториальной зоне, где пена контактировала как с зарядом, так и с обо-
лочкой; на куполе, где воздушный промежуток между оболочкой и пеной
превышал 5 м; в промежуточном положении.

Анализ полученных осциллограмм показал, что общий характер дефор-
мирования оболочки при подрыве в пене не изменяется по сравнению с под-
рывом заряда в воздухе. Однако напряжения в оболочке при подрыве заря-
дов в пене уменьшились в 5...7 раз, причем минимальные напряжения в
данном случае наблюдались в купольной области оболочки, что, по-види-
мому, связано с влиянием воздушного зазора между пеной и стенкой обо-
лочки, а также с особенностями движения, образовавшегося при взрыве га-
зожидких потоков. Недостатком использования пены, как уже отмечалось,
является загрязнение камеры образовавшейся после взрыва жидкостью.

Экспериментальное изучение эффективности применения стационар-
ных защитных устройств различных конструкций, проведенное в оболоче-
чных камерах диаметром 2 и 10,5 м, показало, что при обеспечении раци-
ональной конструкции эти устройства снижают напряжения в оболочке
камеры в 4...5 раз.

При металлообработке взрывом на открытых полигонах наблюдаются
сейсмические возмущения, связанные с внедрением обрабатываемого из-
делия в грунт или в наполнитель опоры под действием взрыва, однако
уровень этих возмущений не регламентируется существующими правилами.

В ИЭС в результате поиска оптимального варианта мощной взрывной
камеры разработана принципиально новая конструкция, рассчитанная на
заряды ВВ массой до 300 кг. Новизна идеи конструкции заключается в
том, что ее корпус образован отрезками заглушенных с внешней стороны
труб, оси которых пересекаются в эпицентре взрыва. Прочность и высокая
инерционность трубчатого корпуса обеспечивается наличием достаточного
количества жестких связей между трубами и заполнением межтрубного про-
странства сыпучим (например, песчаным) грунтом. Корпус камеры жестко
связан с основанием в виде цилиндрической емкости, укрепленной жестки-
ми ребрами и заполненной песком или чугунной дробью, на котором про-
изводится взрыв заряда ВВ.

Для определения возможности применения и оптимизации размеров от-
резков труб, образующих корпус камеры, был произведен ряд экспериментов
по подбору оптимальных соотношений длины трубы, толщины ее стенки и
диаметра, а также толщины днищв. Макеты труб испытывались на специаль-
ном стенде, изображенном на рис. 3.79, взрывами зарядов от 1 до 3 г ВВ. В
качестве макета была выбрана труба диаметром 100 мм. Толщина стенок и
днища изменялась соответственно от 0,8 до 2,0 мм и от 2 до 5 мм. Критерием
оценки правильности выбранных соотношений размеров элементов трубы,
обеспечивающих ее равнопрочность, было принято равенство измеряемой
при помощи тензодатчиков остаточной деформации ее элементов.

Стенд, на котором исследовались макеты труб, представлял собой мас-
сивный корпус с камерой, в которую помещался заряд, расширяющийся
до диаметра трубы, н рядом удлиненных вставок. С помощью этих вставок
определялось влияние длины трубы на степень деформации днища и сте-
нок трубы около него, являющихся наиболее нагруженными участками.
Проведенные эксперименты позволили установить наиболее удачные со-
отношения элементов трубы: диаметр трубы равен 1000; толщина стен-
ки — 17; длина трубы — 3600; толщина днища — 50 мм.

Внутренний диаметр опытного образца (макета) камеры был принят
из расчета значения заряда 300 кг для сплошных сферических оболочек и
составил 8,4 м. За основу для образования оболочки макета трубчатой ка-
меры взята труба диаметром 1000 мм. Для строительства камеры необходи-
мо 163 отрезка труб данного размера. При этом на каждую трубу приходит-
ся заряд массой 300/163 - 1,85 кг, который был выбран за основу при
определении соотношения размеров элементов трубы.

Рис. 3.79. Стенд для ис-
пытаний отдельной трубы
трубчатой камеры:

1 — детонатор; 2 — заряд ВВ;
3— корпус; 4— удлинители;
5 — исследуемая труба
Рис. 3.80. Поперечный разрез трубчатой взрывной камеры

Построен ряд масштабных макетов трубчатой камеры, на которых от-
рабатывалась техника монтажа ее натурного образца. Макеты подвергали
испытаниям при взрыве соответствующих зарядов ВВ и определяли нагру-
женность их элементов.

При анализе результатов испытаний и проведении коррекции установ-
лены следующие окончательные параметры оболочки натурной камеры:
внутренний диаметр равен 8,4 м; диаметр труб — 720 мм; длина труб —
2,5 м; количество труб — 217 шт. Изготовленный по этим параметрам ма-
кет камеры в масштабе 1:10 выдержал без разрушения серию взрывов за-
рядов массой 300 г ВВ и показал принципиальную возможность изготов-
ления натурного образца подобной камеры трубчатой конструкции.

Основные преимущества трубчатой конструкции камеры заключаются
в разделении ПД (УВ) на множество изолированных газовых потоков с от-
носительно малой энергией, что дает возможность уменьшить толщину не-
металла деталей корпуса, производить постепенное нагружение элементов
конструкции, осуществить эффективное гашение упругих колебаний эле-
ментов оболочки камеры благодаря засыпке межтрубного пространства
песком или чугунной дробью, снизить влияние масштабного фактора при
проектировании более мощных камер, уменьшить вероятность выхода из
строя всей камеры при частичном повреждении отдельных труб или дру-
гих элементов конструкции.

На рис. 3.80 представлена принципиальная схема, а на рис. 3.81 — об-
щий вид трубчатой камеры, построенной на полигоне ИЭС. Проведенные
предварительные испытания камеры, включающие в себя измерения дина-
мических напряжений, подтвердили работоспособность данной конструк-
ции камеры при использовании зарядов массой до 200...250 кг ВВ. Напря-
женно-деформированное состояние элементов трубчатой камеры при взры-
ве определяли путем тензометрирования. Полученные экспериментальные
данные свидетельствуют о работе исследованных элементов конструкции в
области упругих деформаций. Максимальные окружные и продольные на-
пряжения не превышали допустимых пределов. Анализ результатов экспери-
Рис, 3.81. Общий вид трубчатой взрывной камеры мощностью 300 кг ВВ:
О — снаружи (на стадии строительства); 6 — изнутри

ментов позволил сделать вывод, что затухание амплитудных значений колеба-
тельного процесса продолжается для окружных деформаций цилиндрических
элементов 600.„900 мкс, а для продольных деформаций 900...1400 мкс.

В ряде экспериментов представилось возможным выделить частоты
высокой и низкой моды колебаний. Например, для окружных напряжений
заглушенного цилиндрического элемента период колебании низкой моды
составил 3...4,5 мкс, а высокой — 400...750 мкс. Для продольных колеба-
ний цилиндрических элементов конструкций указанные закономерности
сохраняются. Характер напряженно-деформированного состояния элемен-
тов связи труб отличается от цилиндрических элементов по длительности
периода низкочастотных колебаний, который составляет 2 мс и более.

Сравнение осциллограмм продольных деформаций элементов связи труб
показывает достаточно хорошее совпадение фазовых и амплитудных значе-
ний напряжений в период времени до 9 мкс. Эго говорит о том, что изгиб-
ные колебания элементов связи в этот период времени выражены слабо.

Наибольшие напряжения, зафиксированные в период проведения экс-
периментов, составили сг^ = 205 МПа в окружном направлении цилинд-
рических элементов при подрыве заряда аммонита массой 150 кг. Запас
прочности при этом около 3,4.

Интересно отметить, что при значениях массы взрываемых зарядов
порядка 50...120 кг наиболее нагруженными оказались элементы связи (пе-
ремычки), а при подрыве зарядов порядка 130... 180 кг — стенки труб. По-
лученные экспериментальные данные позволяют сделать вывод о возмож-
ности создания еще более мощных взрывных трубчатых камер. Изготовле-
ние подобных камер возможно при использовании унифицированных уз-
лов и элементов из металла толщиной до 40 мм, что значительно упроща-
ет монтажно-сварочные работы.

3.6.4. Некоторые технологии конструкционной
сварки взрывом

Подключение отводов к действующим магистральным газо-
проводам под давлением. При эксплуатации магистральных газопроводов воз-
никает необходимость проведения ремонта о-восстановительных работ, вклю-
чающих в себя присоединение сваркой плавлением отводов к трубопроводу
под давлением, а также врезку и изолирование участков в действующем
газопроводе. Однако выполнение сварки на действующем газопроводе
связано со случаями сквозного или недопустимо глубокого проплавления
стенки трубы и ее локальным разогревом до высокой температуры, что
приводит к местной потере прочности трубы. Поэтому возникает опас-
ность разрушения газопровода под действием внутреннего давления.

Первые опыты по сварке на трубопроводе, проведенные за рубежом,
показали, что при даалении газа 14,5 МПа, которое создавало в стенках
трубы диаметром 163 x4 мм окружные напряжения 290 МПа (72% сгт
стали трубы), происходит разрушение трубопровода с местным кольцевым
вырывом стенки при автоматической сварке на токе 250...260 А. Причем
тепловложение на таком токе соответствует тепловложению при ручной
сварке на токе 175 А со скоростью 10,7 м/ч. На основании полученных
данных были сделаны выводы о возможности выполнения ручной дуговой
сварки на трубопроводах, работающих под давлением до 7 МПа, с
толщиной стенки ие меньше 4 мм. Однако предлагаемая технология не
исключает прямое проплавление стенки трубы и сопряжена с большой
опасностью для жизни сварщика. Поэтому она не нашла применения в
бывшем СССР н ограниченно используется за рубежом.

В ИЭС предложена принципиально новая технология с использовани-
ем СВ, благодаря которой обеспечивается возможность безопасного при-
соединения конструктивных элементов к газопроводу под номинальным
давлением (рис. 3.82). Суть технологии состоит в том, что поверхность
участка газопровода предварительно плакируют взрывом вначале слоем
металла с высокой теплопроводностью (например, меди), а затем — стали
и осуществляют соединение конструктивного элемента со слоем стали
обычными способами сварки плавлением. В результате образуется комби-
нированное сварное соединение с медной прослойкой.

Вследствие использования привариваемых взрывом слоев меди и ста-
ли обеспечивается удаление источника сварочного нагрева от стенки газо-
провода на суммарную толщину обоих указанных слоев. Кроме того, на-
личие медной прослойки, обладающей почти на порядок большей тепло-
проводностью, чем сталь, обеспечивает интенсивное рассеяние тепла от
концентрированного источника сварочного нагрева на значительно боль-

Рис. 3.82. Конструктивная
схема комбинированного
присоединения отвода к
действующему газопрово-
ду под рабочим давлени-
ем;

1 — стенка трубы газопро-
вода; 2 — слой меди; 3 ~
слой стали; 4 — патрубок
отвода; 5 — бандажное уст-
ройство; 6 — воротник; 7 ~
герметик; 8 — корончатая
фреза
Рис. 3.83. Зависимость показателей
прочности трубной стали 14ХГС от тем-
пературы:

1 — о,; 2 — а,

шую площадь, что резко снижает тем-
пературу локального нагрева стенки га-
зопровода в месте приварки плавлением
конструктивного элемента.

Внедрение предлагаемой техноло-
гии при эксплуатации магистральных
газопроводов под давлением требует
проведения комплексных исследований
комбинированных сварных соединений
с медной прослойкой.

Определенный интерес представля-
ет изучение температурных полей в ос-
новном металле трубы в зависимости от

соотношения толщин слоев биметаллического переходника, а также спо-
соба и режимов последующей сварки плавлением. Исследования в основ-
ном проводились применительно к соединениям патрубков с условным
диаметром (Ду) 32... 100 мм с газопроводом диаметром 1020 х 14 мм.

В процессе сварки плавлением металл трубы нагревается до разной те-
мпературы, что оказывает значительное влияние на механические свойства
трубных сталей (рис. 3,83). Из рисунка видно, что пределы прочности и
текучести материала трубы начинают быстро снижаться при температуре
Гщах = 350...400 °С. При этой температуре данные показатели снижаются
на 60...70 %. Таким образом, для сохранения прочности металла по всему
сечению трубы, а следовательно, несущей способности газопровода, ми-
нимальная толщина слоя меди должна быть достаточной для обеспечения
температуры нагрева стенки трубы не больше 7]пах = 300...350 °С, а слоя
стали — не меньше максимальной глубины проплавления для заданного
режима сварки плавлением. Дополнительным условием является исполь-
зование возможно меньшего заряда ВВ, при котором реализуется минима-
льная деформация стенки трубы в пределах допустимой.

Еще одним технологическим параметром является ширина слоев меди и
стали, которая выбирается соизмеримой с шириной ЗТВ последующей свар-
ки плавлением, а также определяется условием равно прочности сварных сое-
динений с медной прослойкой с учетом эффекта контактного упрочнения.

Измерение температурных полей проводилось на образцах размером
250 х 150 х 14 мм, вырезанных из трубы диаметром 1020 х 14 мм, поверх-
ность которых плакировали взрывом по параллельной схеме вначале слоем
меди, а затем стали одинаковых размеров 250 х 50 мм. Всего было сварено
девять комбинаций с различным сочетанием толщин меди и стали: 1, 1,5 и
2 мм. Параметры СВ: г= 1; Л= 3,3 км/с (аммонит 6ЖВ); й = 25].

Измерение температуры осуществляли с помощью хромель-алюмеле-
вых термопар, которые приваривались на различных расстояниях от нару-
жной кромки основного металла по оси последующей наплавки валика,
что повышало точность измерений. Запись температурных полей во вре-
мени выполнялась на шлейфном осциллографе.

Валики наплавляли полуавтоматом А-537 в углекислом газе на посто-
янном токе. Первые эксперименты проводились на прямой полярности про-
Рис. 3.84. Экспериментальные термические
циклы и максимальные температуры по тол-
щине основного металла:

о — при непосредственной наплавке, Г-*,, °С:
/ - 950 (2); 2 — 620 (4); 3- 400 (6); 4 — 275
(8); б — при наплавке с медной прослойком
толщиной 2 мм, °С: / — 360 (0); 2 — 250 (2);

3 — 190 (4). В скобках указаны расстояния от
наружной поверхности в миллиметрах

волокой диаметром 1,2 мм, микроне-
гированной цирконием, что позволило
уменьшить те пл обложение в основной
металл. При этом сварочный ток /д =
= 90...100 А, напряжение 4/д = 22...24 В.

На рис. 3.84 приведены термичес-

кие циклы сварки и значения максимальных температур при наплавке на ос-
новной металл и с медной прослойкой (2 мм); толщина слоя стали равна 2 мм.

Как показали исследования, наличие медной прослойки толщиной не
меньше 1,5 мм оказывает значительное влияние на температуру нагрева на-
ружных слоев основного металла, не превышающую 300 °С (см. рис. 3.84),
что практически не сказывается на изменении механических свойств метал-
ла трубы (см. рис. 3.83).

Изучение температурных полей при выполнении сварки патрубков
проводилось на образцах размером 400 х 400 х 14 мм в условиях, прибли-
женных к условиям сварки на массивной трубе диаметром 1020 х 14 мм.
Поверхность образцов плакировали взрывом вначале слоем меди толщи-
ной 1,5 мм, а затем слоем стали толщиной 2 мм диаметром 74 и 134 мм
для последующей сварки патрубков Ду 50 и Ду 100 мм, соответственно.
СВ выполнялась по угловой схеме при а = 12° кольцевым зарядом гексоге-
на шириной 30 мм при г = 0,35. Инициирование осуществлялось из центра
пластины через проводник детонации, в результате чего получено кольце-
вое соединение с медной прослойкой, средний диаметр которого соответс-
твовал внутреннему диаметру присоединяемого патрубка.

Термопары располагали в каждой четверти кольцевого шва для фикси-

рования температуры в процессе и по окончании сварки каждого прохода,
что позволило учесть общий подогрев основного металла.

Сварку патрубков выполняли на обратной полярности двумя способами:
полуавтоматическая сварка в СО2 на токе 7Д = 140...150 А, 4^ = 1,2 мм; руч-

ная сварка — /д = 90... 100 А, 4ЗП ~ 3 мм.
На рис. 3,85 представлены термичес-
кие циклы при сварке патрубков Ду
100 х 6 мм с медной прослойкой тол-
щиной 1,5 мм обоими способами.

Рис. 3.85. Характерные термические циклы:

а — полуавтоматическая сварка в СО2. 7^, °С: 1 —
330 (1); 2— 230 (2); б — ручная сварка, Т^, °С: 7 —
275 (1); 2— 230 (2). В скобках указаны расстояния от на-
ружной поверхности основного металла в миллиметрах

2 4 6 8 10 12 14 161, с
б
Температура нагрева на-
ружных слоев основного ме-
талла при выполнении свар-
ки на обратной полярности
двумя способами не пре-
вышает Тт.1Х = 330...340 °С,
что также является безопа-
сным с точки зрения проч-
ности металла трубы. При
этом при сварке вторым и
третьим проходом макси-
мальная температура сни-
жается до 7^ = 250...280 °С.
Аналогичные данные были
получены при сварке па-
трубков Ду 50 х 4 мм.

Рис. 3.86. Сечение зоны соединения бандажного
устройства (о) и патрубка отвода (б) с газопроводом:
1 — стенка трубы газопровода; 2 — слой меди; 3 — слой ста-
ли; 4 — патрубок отвода; 5 — секции бандажного устройства;
7 — герметик; 8 — основная подкладка; 9 — шпильки

На основании проведенных исследований ИЭС совместно с ВПО «Укр-

газпром» разработана и успешно применялась на практике эта принципиаль-
но новая комбинированная технология производства сварочных работ с
использованием СВ и дуговой сварки, которая впервые открыла возмож-
ность безопасного присоединения отводов к действующим магистральным
газопроводам под рабочим даалением без стравливания и прекращения
транспортировки газа. На первом этапе создания комбинированной техно-
логии предусматривалось присоединение отводов малых диаметров (пре-
имущественно Ду 50 и Ду 100 мм) по следующей технологической схеме:
а) локальное плакирование взрывом газопровода вначале слоем меди, а за-
тем — стали с обеспечением кольцевого соединения плакирующих слоев
биметаллического переходника с поверхностью трубы газопровода; б) ду-
говая сварка патрубка присоединяемого отвода со слоем стали биметалли-
ческого переходника; в) механическая вырезка отверстия в стенке газо-

провода для присоединенного отвода и ввод его в эксплуатацию.

С увеличением диаметра присоединяемых отводов возникла необходи-
мость повышения надежности производства взрывных и сварочных работ
на газопроводе под рабочим давлением, а также повышения эксплуатацион-
ной надежности комбинированного сварного соединения отвода с газопро-
водом с медной (мягкой теплоотводящей) прослойкой, в особенности по
отношению к сдвиговым нагрузкам, возникающим вследствие изменений
теплового режима работы газопровода и возможных перемещений грунта.
Эта проблема была решена путем применения бандажного устройства спе-
циальной конструкции. Бандажное устройство (рис. 3.86) состоит из трех
одинаковых по окружной длине секций, в одной из которых выполнено
сквозное отверстие со скошенными под углом 45° кромками, внутренним
диаметром, большим условного диаметра патрубка отвода на 80...100 мм,
причем длина образующей этой секции на участке отверстия превышает
длину образующей других секций на размер условного диаметра присоеди-
няемого отвода. Длина секции, в свою очередь, выбирается не меньшей
двух диаметров отвода. Секции бандажа изготавливаются из идентичной га-
зопроводу трубы и подгоняются на специальном стенде таким образом, что-
бы в стянутом состоянии они плотно прилегали к поверхности трубы стен-
да, а между стыкуемыми продольными кромками оставался зазор 2...3 мм.

Кроме того, в секциях бандажа со стороны внутренней поверхности про-
дольных кромок выполняются пазы под остающиеся подкладки (рис. 3.86, а).
Угол разделки кромок под дуговую сварку составляет 60°. Сборка и сварка
бандажного устройства на газопроводе производится перед проведением
взрывных и сварочных работ по присоединению отвода.

Ниже рассмотрены основные особенности технологических операций,
связанных с подключением отводов к действующим магистральным газо-
проводам под давлением с использованием бандажного устройства, СВ и
дуговой сварки.

Перед началом работ трассоискателем или шурфованием определяется
место нахождения газопровода и монтажного кольцевого сварного шва
двух смежных концов труб, после чего выбирается участок присоединения
отвода на расстоянии не меньшем двух диаметров трубы от кольцевого
шва и производится освобождение его от грунта в соответствии с сущест-
вующими нормами. При этом обращается внимание на расположение за-
водского продольного сварного шва трубы газопровода относительно
центра участка присоединения отвода, расстояние между которыми долж-
но быть не меньше 300 мм. Затем этот участок тщательно очищается от
изоляции на длине не меньшей 2 м по всему периметру трубы и подверга-
ется визуальному и ультразвуковому контролю в целях выявления поверх-
ностных и внутренних дефектов в металле трубы газопровода и определе-
ния действительной толщины стенки. Дефекты в виде царапин, задиров и
отдельных раковин глубиной не более 0,5 мм разрешается устранять шли-
фовкой. Допускается также утонение стенки на отдельных участках трубы
газопровода не больше 10 % ее номинальной толщины. Минимальный
размер контролируемого ультразвуком участка должен составлять не мень-
ше 1500 мм в диаметре относительно центра присоединяемого отвода. Ес-
ли указанные выше требования не выполняются, то выбирается другой,
более подходящий участок газопровода.

Далее производится разметка, механическая зачистка и шлифовка бо-
ковой поверхности трубы газопровода в месте присоединения отвода. По-
иск геометрического центра сечения газопровода для определения центра
участка присоединения отвода осуществляется путем нахождения точки
касания линии гравитационного отвеса с образующей трубы газопровода.
Зачистка и шлифовка поверхности трубы производится при помощи высо-
кооборотной шлифовальной машинки с использованием специальных аб-
разивных кругов марки ГПК 200-20-32 (14А16НГМ В5). Таким образом
достигается требуемая для реализации качественной СВ шероховатость по-
верхности = 0,16...0,32 мкм. Диаметр участка, подлежащего шлифовке,
составляет примерно два диаметра присоединяемого отвода.

Следующей технологической операцией является сборка и сварка бан-
дажного устройства на газопроводе. Вначале производится предваритель-
ная сборка секций бандажа, их закрепление на трубе с помощью техноло-
гических элементов (шпилек) и разметка мест для пазов под продольные
сварные швы газопровода. Затем бандаж демонтируется и на соответству-
ющих секциях выполняются в зависимости от количества продольных сва-
рных швов на трубе газопровода одно или два углубления. Далее бандаж
окончательно монтируется на трубе при строгом совпадении оси отверс-
тия в бандаже с центром участка присоединения отвода и при помощи
технологических элементов обжимается с таким усилием, чтобы обеспечи-
валось плотное прилегание всех его секций к трубе. На отдельных участ-
ках секций бандажа допускается наличие местных зазоров не более 0,5 мм
(проверка осуществляется специальным щупом). Общая протяженность
таких зазоров не должна превышать 30 % всего периметра зоны контакта
бандажа с трубой.

После сборки бандажа секции соединяются между собой продольны-
ми швами дуговой сваркой. Сварка выполняется на остающихся подклад-
ках, установленных в местах стыков (рис. 3.86, а), электродами основного
типа, причем электродами диаметром 3 мм выполняются корневые слои
шва, а диаметром 4...5 мм — последующие слои шва. Применение остаю-
щихся подкладок исключает непосредственное воздействие сварочной ду-
ги на стенку газопровода и обеспечивает ее допустимый нагрев в процессе
сварки. Вследствие дуговой сварки секций бандажа продольными швами
за счет сварочных остаточных напряжений бандаж дополнительно обжи-
мается на трубе газопровода и благодаря этому достигается достаточно на-
дежное механическое соединение его с газопроводом.

Локальное плакирование взрывом боковой поверхности трубы газо-
провода кольцевым биметаллическим переходником производится соосно
с отверстием в бандаже в два этапа: вначале слоем меди толщиной
1,25... 1,5 мм, а затем слоем стали толщиной 1,8...2,0 мм, имеющими оди-
наковые диаметры, равные (Ду + 40) мм.

Плакирование взрывом осуществляется по угловой схеме с обеспече-
нием кольцевого соединения плакирующих слоев с поверхностью трубы
газопровода шириной 27...30 мм, средний диаметр которого соответствует
среднему диаметру патрубка присоединяемого отвода (рис. 3.86, б). Для
этого каждый плакирующий слой изготовляется в виде круглой пластины
сплошного сечения, периферийный (привариваемый) кольцевой участок
которой шириной 30...33 мм предварительно отогнут на заданный угол а
(для слоя меди а = 8°; для слоя стали а - 10°).

Для обеспечения заданного режима соударения по всей поверхности
плакируемого седлообразного участка трубы газопровода необходимо, что-
бы отогнутый кольцевой участок пластины строго повторял кривизну по-
верхности трубы (рис. 3.87), что достигается штамповкой пластин на спе-
циальных технологических штампах.

В качестве ВВ используется листовой продукт по ТУ 84-401-68—77, име-
ющий сверхзвуковую скорость детонации (7600 м/с) и достаточно малый
критический диаметр (меньше 0,5 мм). Эго позволяет использовать основной
кольцевой заряд ВВ в толщинах бд, соизмеримых с толщинами плакирующих
слоев (медь 51м = 2,0 мм, сталь б1Сг = 2,5 мм) и инициировать его из центра
пластины посредством проводника детонации толщиной всего 0,5 мм.
Рис. 3.87. Схема расположения
плакирующих слоев с зарядом
ВВ на поверхности газопровода:
1 — стенка трубы; 2 — плакирую-
щий (приварен) слой меди; 3 — пла-
кирующий слой стали; 4— основ-
ной кольцевой заряд ВВ; 5 — про-
водник детонации; 6 демпфирую-
щая вставка; 7 — электродетонатор

Кроме того, для сни-
жения деформации стен-
ки газопровода в месте

плакирования между про-
водником детонации и поверхностью пластины располагается демпфирую-
щая вставка с держателем электродетонатора (рис. 3.87), Установка и кре-
пление плакирующих слоев с зарядом ВВ на боковой поверхности трубы
газопровода осуществляется при помощи эластичных резиновых жгутов,
удерживаемых на трубе постоянными магнитами (рис. 3.88).

Контроль качества получаемого кольцевого соединения биметалличес-
кого переходника с газопроводом выполняется двумя методами: пневмоис-
пытанием воздухом на герметичность при давлении 1,0...1,5 МПа и ульт-
развуком для определения сплошности и ширины зоны сварки по периме-
тру кольцевого соединения.

После проведения взрывных работ к биметаллическому переходнику
центрируется и приваривается дуговой сваркой крановый узел с патрубком
отвода. Технология дуговой сварки имеет свои особенности, связанные с

тем, что в процессе сварки из-за наличия в переходнике подслоя меди

происходит интенсивное рассеяние тепла дуги со стороны слоя стали, что
приводит к отклонению дуги к патрубку отвода и затрудняет сварку. По-

этому для получения прочноплотного соединения патрубка с переходни-

ком необходимо обеспечить достаточное по глубине проплавление слоя

стали, в то же время не превышающее половины его толщины (рис. 3.85,

б, 3.86). В связи с этим на торце патрубка
выполняется специальная фигурная раз-
делка, позволяющая сварщику манипули-
ровать электродом и формировать качест-
венный шов. Сварка корневого слоя шва
проводится на минимальных токах элект-
родами диаметром 2,5 мм, а последующих
слоев — диаметром 3 мм, с промежуточ-
ным естественным охлаждением стенки га-
зопровода в течение 5...10 мин после вы-
полнения четверти периметра каждого
прохода.

Рис. 3.88. Подготовленный к взрыву заряд ВВ,
установленный в окне бандажа
Полученное комбинированное свар-
ное соединение отвода с газопрово-
дом подвергается пневматическому
испытанию на прочность и плотность
при давлении, в 1,5 раза превышаю-
щем рабочее и равном 8,1 МПа, с
выдержкой в течение 2 ч. После это-
го патрубок отвода соединяется дуго-
вой сваркой с бандажным устройст-
вом при помощи воротника, которое
предварительно установлено на па-
трубке кранового узла. Порядок сва-
рки воротника следующий (рис. 3.82,
3.87, 3.89). Вначале осуществляется
приварка воротника к бандажному
устройству, а затем к патрубку кра-
нового узла. Это позволяет создать в

Газовый
поток

Рис. 3.89. Зона соединения патрубка от-
вода с газопроводом

месте подсоединения патрубка отвода к газопроводу дополнительные сжи-
мающие напряжения, что в целом положительно сказывается на работо-
способности комбинированного сварного соединения отвода с газопроводом.

Заключительной технологической операцией по подключению отвода
является вырезка отверстия в стенке газопровода под рабочим давлением
внутри патрубка присоединенного отвода, которая осуществляется меха-
нически с помощью разработанной ПО «Киевтрансгаз» специальной фре-
зерной установки УВО-2. В качестве режущего инструмента используется
центрирующее сверло диаметром 24...30 мм и расположенная с ним соос-
но на валу корончатая фреза диаметром примерно на 10 мм меньшим
условного диаметра патрубка отвода. Процесс вырезки отверстия начинает-
ся со вскрытия сверлом стенки трубы и выравнивания давлений в полос-
тях газопровода и узла присоединения отвода. Затем производится фрезе-
рование отверстия в трубе газопровода с помощью корончатой фрезы,
центровка которой при работе обеспечивается за счет сверла. Контроль за
ходом процесса сверления и фрезерования, в том числе за глубиной выре-
заемого отверстия и моментом окончания фрезерования, осуществляется
дистанционно, что существенно повышает безопасность проведения дан-
ной операции. Продолжительность процесса вырезки отверстия составляет
около 45 мин.

По окончании работ производятся визуальный контроль качества вы-
полненных работ н изоляция места подсоединения патрубка отвода к газо-
проводу путем заливки в полость между воротником и стенкой газопрово-
да сначала праймера, а затем битума, а также изоляция бандажного уст-
ройства и всего узла в целом.

Описанный технологический процесс разработан на основании опыта,
накопленного в результате широкой апробации комбинированной техно-
логии подключения отводов на стендах под давлением воздуха и в опыт-
но-промышленных условиях иа действующих магистральных газопроводах
Украины и России под рабочим давлением газа (табл. 3.10).
Таблица 3.10. Характеристики отводов, подключенных к магистральным газопроводам
под рабочим давлением

Диа- метр отвода, мм	Диа- метр газопро- вода, мм	Толщи- на стен- ки, мм	Марка стали трубы	Рабочее давле- ние, МПа	Производ- ственное объеди- нение	Наимено- вание газопро- вода	Объект газификации	Объем сэконом- ленного газа млн м3
	529	3,5	СтМК	4,0	«Киев- трансгаз»	Дашава— Киев	Совхоз «Фа- СТОВСКИЙ» Киевской области	0,168
	529	8,5	СтМК	4,0	«Киев- трансгаз»	Дашава— Киев	Метанол ь- ницы Севе- родонецкой СПХГ	—
ДУ 50	1020	9,0	Сг17Г1С	3,6	«Доне цк- транс газ»	Ново- псков— Краматорск	Ворошилов- граде кой области	0,74
	1020	9,0	Ог17Г1С	3,6	«Донецк- трансгаз»	Ново- пс ков— Краматорск	Метанол ь- ницы Севе- родонецкой СПХГ Воро- шилов- гр адской области	0,74
	1020	10,5	Сг17Г1С	4,9	«Кисв- трансгаз»	Киев — Запад  Украины I	Дом линей- ного ремон- тера № 46 Киевской области	0,82
	1020	10,5	Ст17Г1С	4,9	«Киев- трансгаз»	Киев— Запад Украины I	Мотов ил о- вский ДОК Киевской области	0,82
	1020	9,5	Х60	5,1	«Киев- трансгаз»	Киев— Запад Украины 11	Село Жорно- вка Киевс- кой области	0,66
	1220	12,0	Сг17Г1С	4,1	«Киев- траисгаз»	Шебел ин- ка—Дика- нька—Киев	Село Вишен- ки Киевской области	0,86
ДУ100	1220	13,0	Сг17Г1С	5,1	«Киев- трансгаз»	Шебел ин- ка— Дика- нька—Ки- ев	Село Нечи- поровка Киевской области	1,30
	1020	10,5	ОгППС	4,4	«Кисв- траисгаз»	Киев—За- пад Украи- ны 11	Село Черно- рудка Киев- ской области	0,89
	1020	10,5	Х60	5,1	«Киев- трансгаз»	Киев— Запад Украины 11	Пгт Глеваха Киевской области	0,66
Окончание табл. 3.10

Диа- метр отвода, мм	Диа- метр газопро- вода, мм	Толщи- на стен- ки, мм	Марка стали трубы	Рабочее давле- ние, МПа	Производ- ственное объеди- нение	Наимено- вание газопро- вода	Объект газификации	Объем сэконом- ленного газа, млн м‘
	1020	10,5	Х60	5,1	«Киев- трансгаз»	Киев—За- пад Украи- ны II	Село Жор- новка Киев- ской области	0,66
1	1020	10,5	ХбО	5,1	«Киев- трансгаз»	Киев—За- пад Украи- ны 11	Село В. Пли- сецкое Киев- ской области	0,66
	1220	11,0	Ст17Г1С	3,2	«Львов-  транс газ»	Киев— Запад Украины I	Совхоз «Украина» Львовской области	0,99
Дуюо	1020	12,0	СН7Г1С	5,0	«Львов- транс газ»	Иваце- вичи—До- лина	Село Корте- лисы Львовс- кой области	1,98
	1020	11,5	СТ17Г1С	3,4	«Донецк- трансгаз»	Ново- пс ков— Краматорск	Колхоз им. Горького Донецкой области	1,00
	1220	И.5	СН7Г1С	4,8	«Харьков- трансгаз»	Шебелин- ка—Днеп- ропет- ровск— Одесса	Колхоз «Путь Лени- на» Харьков- ской области	1,00
	1220	12,0	СН7Г1С	4,0	«Киев-  трансгаз»	Шебелин- ка—Ди ка- нь ка— Киев	Село Кисе- ли Полтавс- кой области	0,427
Ду 150	1220	12,0	Ст17Г1С	3,3	«Лен- транс- газ»	Ухта—  Торжок	СсвНИИГИМ Калининской области	1,134
	1020	12,0	СТ17Г1С	4,4	«Шебе- линка- газпром»	Остро- гожск—  Шебе- линка	Алексеевская ГРС Белго- родской области	1,199

В течение 1982—1984 гг. осуществлены подключения 20 отводов диа-
метром от Ду 50 до Ду 150 мм включительно, а также приварка взрывом
пяти катодных выводов к магистральным газопроводам диаметром 529,
1020 и 1220 мм с толщиной стенок от 8,5 до 12 мм, что было связано с
выполнением 45 технологических взрывов на указанных газопроводах под
рабочим давлением до 5,4 МПа. Работы проводились в различных природ-
но-климатических условиях, в том числе в болотистой местности, при те-
мпературе окружающего воздуха от -10 до +35 °С, причем была показана
хорошая воспроизводимость технологических операций при соблюдении
разработанной технологии и правил техники безопасности. Общая продол-
17— 5-1832
Рис. 3.90. Сталеалюмини-
евый токоподвод к элек-
тролизеру алюминия

жительность работ по подключению одного отвода, за исключением земля-
ных и подготовительных работ, составила 8... 12 ч.

Выполненные работы позволили сэкономить при исключении стравли-
вания в атмосферу около 15 млн м3 природного газа и получить народнохо-
зяйственный экономический эффект свыше 1,5 млн руб. Определение фа-
ктического экономического эффекта осуществляется для каждого конкрет-
ного случая на основании расчета фактических произведенных затрат на
подключение отвода по комбинированной технологии и полученной эко-
номии за счет исключения необходимости стравливания газа в атмосферу
и предотвращения сокращения подачи его потребителю.

Сталеалюминиевые анододержатели электролизеров алюминия. ИЭС в
1972—1974 гг. разработаны и Усольским заводом горного оборудования
(УЗГО) Минцветмета СССР внедрены новая конструкция и технология
СВ сталеалюминиевых штырей, служащих токоподводами к электролизе-
рам алюминия с токовой нагрузкой до 100 кА. Конструкция сваренного
взрывом штыря н расположение зоны СВ приведены на рис. 3.90. В качес-
тве ВВ применялась смесь аммонита 6ЖВ и аммиачной селитры в соотно-
шении 1:1, изготавливаемая заводом вручную непосредственно на месте
проведения взрывных работ. Однако изготовление взрывчатой смеси вруч-
ную не обеспечивает стабильности ее свойств, что отрицательно влияет на
процесс сварки. Операция СВ осуществлялась на специализированном
участке во взрывной камере горизонтального типа с байонетным замком,
встроенной в поточную производственную линию (рис. 3.77).

Обеспечение стабильности технологического процесса СВ, улучшение
условий труда, повышение производительности н безопасности способст-
вовали разработке специального заряда для СВ и технологии его изготов-
ления на специализированном предприятии. Была предложена конструк-
ция сварочного заряда, выбран оптимальный состав ВВ и разработана схе-
ма его инициирования.

Для качественной сварки стали с алюминием необходимо применять ВВ
со скоростью детонации 2500...3500 м/с, поэтому для сварки штырей были
выбраны сварочные аммониты согласно ТУ 84-401-7—72 (см. табл. 3.11).

Сварочные аммониты имеют преимущества по сравнению со смесью
аммонита 6ЖВ и аммиачной селитры в соотношении 50:50, так как при
взрыве образуется меньшее количество ядовитых газов. Близки по составу
и ПЖВ-20; их изготовление
может быть осуществлено на
базе этого производства. Кро-
ме того, изготовление свароч-
ных аммонитов на специализи-
рованном предприятии выгод-
нее и безопаснее, чем получе-
ние взрывчатой смеси на месте
проведения взрывосварочных ра-
бот. Для определения оптима-
льного состава ВВ в лаборатор-
ных и производственных усло-
виях были испытаны прн СВ
сталеалюминиевых штырей сва-
рочные аммониты: А-20, А-30,

Таблица 3.11. Параметры детонации свароч
ных аммонитов

ВВ	Содержание компонентов, %			Ско- рость детона- ции, м/с
	Тротил	Аммиач- ная селитра	Пова- ренная соль	
Аммонит 6ЖВ Сварочные аммониты	21	79	—	4400
А-20	16	64	20	3580
А-30	14	56	30	3250
А-40	12	48	40	2970
А-50	10	40	50	2390

А-40 и А-50. Установлено, что наиболее

прочно алюминий и сталь соединяются при сварке аммонитом А-40. По-
этому его предложили использовать в качестве В В для сварочного заряда
сталеалюминевых штырей. В конце 1975 г. на специализированном пред-

приятии изготовили опытную партию этого сварочного аммонита массой
1000 кг, использованного в производственных условиях УЗГО при изгото-
влении сталеалюминиевых штырей в поточном производстве.

На УЗГО в течение одной операции получают три сталеалюминиевых
штыря путем подрыва шести зарядов (два заряда на штырь). Согласно
этой схеме электродетонатором ЭД-8 подрывают шесть отрезков детониру-
ющего шнура ДША. При этом расход ДША составляет приблизительно
2,5 м. В целях создания условий, повышающих безопасность взрывных ра-
бот, разработана схема подрыва зарядов с помощью детонирующей ленты
типа ДЛ-1, инициируемой электродетонатором ЭД-1-8-Т. При этом расход
ДЛ-1 уменьшился на 1 м (рис. 3.91).

Детонирующая лента создана на основе листового ВВ — эластита-22.
В данном случае возможно ее использование в упрощенном виде — без
упрочняющей подложки, в виде полосок эластита шириной 4...5 мм. ДЛ-1
исключает применение более дорогого (в 4...5 раз) ДША, она также более
безопасна при транспортировке и применении.

Разработка технологического процесса сварки с использованием ДЛ-1
и электродетонаторов ЭД-1-8-Т проведена в производственных условиях
на поточной линии УЗГО. Лента вставляется под крышки сварочных заря-
дов для плотного соприкосновения с ВВ заряда, и одновременно взрывается
гирлянда из шести зарядов, по два на каждый штырь (рис. 3.91).

Изготовлена партия сталеалюминиевых штырей, одобренных ОТК за-
вода. На основании испытаний детонирующей ленты на восприимчивость

Рис. 3.91. Схема подрыва
зарядов при сварке стале-
алюминиевых штырей:
1 — электродетонатор; 2 —-
ДЛ-1; 3 — сварочный заряд;
4 — алюминиевая штанга;
5 — стальной штырь
Рис. 3.92. Заряд и схема СВ сталеалюмини-
евых токоподводов:

1 — стальной штырь; 2 — алюминиевая штанга;
3 — корпус заряда; 4 — ВВ; 5 — крышка; 6 —
пробка; 7 — детонирующая лента

к детонации от новых электродето-
наторов повышенной безопасности
(ЭД-1-8-Т) и испытаний ДЛ-1 на по-
точной линии сварки сталеалюминие-
вых штырей УЗГО была усовершенст-
вована конструкция зарядов (рис. 3.92)
и согласована с предприятием, раз-
рабатывающим технологию снаряже-
ния этих зарядов в серийном произ-

водстве.

Было организовано серийное изготовление зарядов новой конструкции
в количестве 150...200 тыс. штук в год для обеспечения соответствующего
объема производства штырей. Токоподводы к более мощным электролизе-
рам с токовой нагрузкой 150 кА и выше имеют иное конструктивное ис-
полнение. В них соединение стального несущего элемента, контактирую-
щего с расплавленным металлом (держателем), с алюминиевым токопод-

водящим стержнем осуществляется с помощью переходника нержавеющая

сталь + алюминий, который, в свою очередь, приваривается к соответству-

ющим деталям сваркой плавлением, для чего на держатель предварительно
наплавляют слой нержавеющей стали. Конструкция анододержателя и по-
следовательность операций его изготовления приведены на рис. 3.93.

Сварка ударной волной магистраль-
ных шинопроводов. В настоящее вре-
мя алюминиевые шины при монтаже
магистральных шинопроводов, напри-
мер типа ШЗМ-16, соединяются с
помощью аргонодуговой сварки по-
луавтоматами или ручными вольфра-
мовыми и угольными электродами.
Однако использование громоздкого и
дорогостоящего сварочного оборудо-
вания, необходимость в его энерго-
обеспечении и защите зоны сварки
дефицитным инертным газом делают
эту технологию весьма трудоемкой и
малопроизводительной, особенно при

Алюминиевый
анодный стержень

Стальной
держатель
анода

Сваренный взрывом
переходник алюминий +
нержавеющая сталь

Электронно-лу-
чевая сварка

Рис. 3.93. Использование сталеалюминиево-
го переходника в конструкции анододержа-
теля мощного электролизера алюминия

Наплавка Фрезерование
Рис. 3.94. Схема СВУВ (а) и зоны со-
единения (б):

1 — удлиненный заряд ВВ; 2 — место
инициирования; 3 — поверхность раздела
металл—ПД; 4 — свариваемые шины; 5 —
фронт УВ; 6 — фронт детонации

из шести шин. заключенных в

прокладке магистральных шинопрово-
дов в труднодоступных для сварки
местах. При этом стабильность качества
сварки стыков шинопроводов, во мно-
гом зависящая еще и от квалификации
сварщика, при использовании сущест-
вующей технологии не гарантируется. В
данной работе исследовались возмож-
ность и эффективность применения для
соединения стыков шинопроводов СВ.

Магистральный шинопровод типа
ШЗМ-16 представляет собой устройство

специальную профилированную оболочку. Шины изготовляют из алюми-
ния технической чистоты сечением 100 х 10 мм. При сборке секций ши-
нопровода, имеющих длину по 3 м каждая, концы соответствующих шин
располагают внахлест с перекрытием 100 мм. При этом расстояние между
парами свариваемых шин составляет 15 мм, а между оболочкой и крайни-
ми парами шин — около 20 мм.

Таким образом, технологическая схема СВ должна предусматривать
возможность раздельной сварки на заданном расстоянии шести пар шин
одновременно с обеспечением площади, прочности и электропроводности
соединения между шинами не ниже соответствующих показателей для мо-
нолитной шины.

Для решения поставленной задачи целесообразно использовать разра-
ботанный в ИЭС способ сварки взрывом ударной волной (СВУВ) [29,
226]. Суть его заключается в том (рис. 3.94), что в свариваемых шинах, рас-
полагаемых внахлестку с зазором, предварительно делают отверстия, оси
которых перпендикулярны к свариваемым поверхностям. Удлиненный за-
ряд (УЗ) ВВ помещают в эти отверстия, а на наружных поверхностях шин
жестко закрепляют металлические накладки с отверстиями, соосными с
отверстиями в шинах. У В, возбуждаемая в шинах при детонации УЗ, при-
обретает по мере ее приближения к зазору между шинами форму усечен-
ного конуса. При взаимодействии ударной волны со свободными сварива-
емыми поверхностями происходит их метание и соударение в пределах зо-
ны ее эффективного воздействия, а также образуются соединения по коль-
цевой поверхности. Возможность реализации при этом специфического
механизма формирования волнообразной границы соединения рассмотре-
на в п. 3.4.1.

Основными начальными параметрами, определяющими геометричес-
кие характеристики и свойства получаемых этим способом соединений,
являются: — диаметр заряда, р0 — плотность заряда, Ао — зазор между
шинами, йэ— зазор между оболочкой заряда и поверхностью шины, а так-
же конструктивные параметры приспособления для сборки и сварки шин
(металл и толшина металлических накладок, диаметр отверстий в них, диа-
метр стягивающих шпилек и параметры резьбы).

Применительно к рассматриваемой задаче проводились исследования
по определению влияния параметров Ао, р0, (Ц и йэ на площадь сварки, а
Рис. 3.95. Влияние основных началь-
ных параметров СВУВ на площадь и
прочность соединения алюминиевых шин:
а ~ УЗ 010 мм, р0 = 1,5 г/см3, й, - 0;
б -	= 1,0; Л, » 0; 3 — УЗ 010 мм, =

=» 1,0, Л, = 1,0 мм; г — р0 = 1,5 г/см3, Ло =
= 1,0 мм

также показатели прочности и
электропроводности соединения.
В качестве УЗ использовали алю-
миниевые трубки разных диаме-
тров с толщиной стенки 1,5 мм,
заполненные гексогеном с плот-
ностью р0 - 1,1...1,6 г/см’. Кроме
того, оценивалась эффективность
различных способов конструкти-
вного исполнения УЗ с примене-

нием промышленных типов ВВ: электродетонатора ЭД-8Э, детонирующего
шнура ДША в виде пучков из трех и четырех шнуров, а также детонирую-
щего шнура усиленного ДШУ (все в защитной алюминиевой оболочке и
без таковой). Площадь соединения 5СВ определялась по макрошлифам, вы-

резанным из сваренных образцов в сечении, проходящем по оси получен-
ного после взрыва отверстия в шинах, а прочность на отрыв ов — по об-
щепринятой методике для испытаний сваренных взрывом соединений.
Электропроводность замерялась по ГОСТ 10434—82.

Результаты экспериментов (рис. 3.95) и их анализ позволили выявить
ряд важных особенностей процесса сварки ударной волной и сделать сле-

дующие выводы.

•	Необходимым условием образования качественного сварного соеди-
нения является предотвращение попадания ПД в сварочный зазор между
шинами, для чего заряд В В целесообразно помешать в оболочку из плас-
тичных материалов (в данном случае из алюминия технической чистоты),
причем толщина стенки оболочки должна быть не меньшей сварочного
зазора, иначе в начале зоны соединения будут образовываться подрезы,
снижающие ее площадь и ухудшающие качество сварки.

•	При использовании УЗ, содержащих в сердцевине ВВ в виде пучка
несколько ДША, нужно заполнять образующиеся между ними полости
инертными материалами, вследствие этого достигается повышение работо-
способности заряда,

•	Для обеспечения наибольшей площади соединения следует исклю-
чить наличие зазора между оболочкой заряда ВВ и поверхностью отверс-
тия в шинах (рис, 3.95, г).

Для осуществления технологического процесса сварки стыков шино-
проводов была разработана специальная оснастка, позволяющая осуществ-
лять оперативную сборку пакета свариваемых шин и сверление в них
отверстий под УЗ, а также обеспечивающая возможность раздельной сварки
Рис 3.96. Монтажная зо-
на СВУВ стыков магис-
трального шинопровода
ШЗМ-16 в цеховых ус-
ловиях (о) и общий вид
полученного соединения
стыка (б)

всех шести пар шин одновременно. Для этого предложено размешать меж-
ду парами свариваемых шин и металлическими накладками прокладки од-
норазового использования из сплошного материала. При исследовании
влияния материала и формы прокладок на качество сварки было установ-
лено, что площадь соединения между шинами увеличивается за счет про-
кладок, причем она оказывается тем большей, чем выше их плотность и
предел текучести. В частности, при размещении между парами сваривае-
мых шин прокладок из винипласта размерами 100 х 10 мм как наиболее
технологичного из исследованных материалов площадь соединения увели-
чилась вдвое. При сварке натурного пакета шин (рис. 3.96, д) одним УЗ
диаметром 12 мм получена площадь соединения каждой пары шин 5СВ =
= 12... 14 см2, что и решает поставленную задачу. При этом удельный рас-
ход ВВ составил 0,4 г/см3.

Можно принять как оптимальные значения диаметра УЗ <4 = 10... 12 мм
с толщиной стенки оболочки 8^ - 1,5 мм и сварочного зазора Ло =
= 0,8...1,2 мм. По заказу треста «Электромонтаж-1» (г. Киев) в 1989 г. бы-
ли выполнены работы по монтажной СВ промышленного участка магист-
рального шинопровода типа ШЗМ-16 на территориях заготовительного
участка КСУ-421 (пос. Коцюбинское, Киевская область) и строящегося
производственного корпуса светотехнического завода (г. Бровары, Киевс-
кая область). Для этого заводом электромонтажных изделий ЗЭМИ (г. Ха-
рьков) были изготовлены 30 опытных прямых секций шинопровода типа
ШЗМ-16. На концах секций в свариваемых шинах были выполнены скво-
зные коаксиальные отверстия и проведена их нумерация в соответствии с
последовательностью сверления для обеспечения совпадения геометричес-
ких осей отверстий при монтаже. Подготовительные монтажные работы
проводились на базе КСУ-421, где были собраны в блоки по две секции и
сварены 12 стыков шинопровода: по технологии СВУВ всего 24 секции.

Собственно монтажные работы проводились вблизи одной из стен
производственного корпуса на высоте 7,5 м, где выполнялась раскладка
блоков шинопровода в магистраль общей длиной около 50 м. С помощью
подъемно-транспортных средств на указанной высоте осуществлялась по-
следовательная сборка пяти монтажных стыков шинопровода посредством
соответственно пяти комплектов технологической оснастки (рис. 3.96, а).
При этом использовались съемные взрывные камеры перфорированного
типа. СВУВ всех собранных в пакеты пяти стыков выполнялась практичес-
Рис. 3.97. Характер коррозии сварных швов
реакционного стакана автоклава из алюми-
ния А85 для синтеза азотной кислоты:
а — без защиты; б — с защитой шва

ки одновременно путем поочередно-
го инициирования миниатюрных за-
рядов ВВ с задержкой во времени в
несколько секунд. Это достигалось под-
бором соответствующей длины огне-
проводного шнура, используемого в
качестве средства передачи иниции-
рования капсюлям-детонаторам, уста-
новленным в зарядах ВВ. Всего на

смонтированном таким образом участке магистрального шинопровода бы-
ло сварено по технологии СУ В 17 стыков или 102 соединения алюминие-
вых шин. При этом никаких повреждений обшивки стены и остекления
обнаружено не было. Уровень шума не превышал допустимых норм и был
не более 120 дБ. Общий вид одного из указанных сварных стыков пред-
ставлен на рис. 3.96, б.

Плакирование взрывом сварных соединений алюминия. Непродолжите-
льный (около четырех месяцев) срок службы реакционных стаканов авто-
клавов для производства азотной кислоты, изготавливаемых из алюминия
технической чистоты с применением сварки плавлением, обусловлен высо-
кой физико-механической и электрохимической неоднородностью швов.

Наиболее распространенные способы увеличения срока службы таких
аппаратов — использование алюминия повышенной чистоты и модифици-
рование металла швов — позволяют увеличить их долговечность примерно
в три раза. Вместе с тем металл участков перегрева и заварки кратеров, об-
разующихся при обрыве дуги, замедлении скорости сварки и т.п., имеет
пониженную коррозионную стойкость. Типичный характер коррозии та-
ких сварных швов представлен на рис. 3,97, а.

Радикальной мерой повышения коррозионной стойкости сварных
соединений и аппаратов в целом является плакирование металла шва ос-
новным металлом, осуществляемое с помощью СВ. Контактная граница
сваренных взрывом соединений является единственным местом проник-
новения коррозионной среды к шву, поэтому долговечность Т такого сое-
динения определяется скоростью коррозии на контактной границе и
шириной Ьр рабочего участка плакирующей пластины (рис. 3,97, б). Эта
граница может быть прямолинейной без наличия участков литого металла
(при скорости соударения Уо< 1,9...2,0 км/с) либо волнообразной с лока-
льными участками литого металла у вершин (когда Ио > 2,0 км/с).

Соединения алюминия с гомогенной (без участков литого металла)
прямолинейной контактной границей, коррозионная стойкость которой
равна стойкости основного металла, можно получить при использовании
ВВ со сверхзвуковой скоростью детонации. В этом случае появляется не-
Рис. 3.98. Сварной шов,
плакированный СВ:

1 — шов; 2 — плакирующая
пластина; 3 — образец для
коррозионных испытаний; 4 —
локальные участки литого ме-
талла

обходимость применения угловых схем сварки, одним из основных недо-
статков которых является значительная трудоемкость профилирования ме-
таемых пластин. Большую трудность, в частности, представляет собой обе-
спечение заданного установочного угла при плакировании кольцевых
швов цилиндрических аппаратов. В связи с этим предпочтительно приме-
нение параллельной схемы СВ и использование ВВ со скоростью детона-
ции В = 2,0 км/с. Получаемые таким образом соединения имеют волнооб-
разную контактную границу с локальными участками литого металла, от-
носительная площадь т] которых в поперечном сечении соединения не
превышает 5...8 %, а расстояние между ними Ах = 0,07Х (X — длина вол-
ны). Эти участки представляют собой основной металл, содержащий
включения РеА13, а(А1—Ре—80, 0(А1—Ре—80, А12О3 и кремния, где преоб-
ладает оксид алюминия. Наличие таких участков приводит к дифференци-
ации потенциала рабочей поверхности. Структурная (микропоры) и элект-
рохимическая неоднородность участков литого металла обусловливает их
пониженную коррозионную стойкость по сравнению с основным метал-
лом. Коррозия от этих участков постепенно распространяется по всей ко-
нтактной границе.

Для надежного прогнозирования долговечности плакированных взры-
вом швов, работающих в коррозионной среде, необходимо знать не только
среднее значение скорости коррозии на контактной границе, но и харак-
тер ее изменения во времени. Настоящая работа посвящена установлению
такой зависимости, объяснению ее с позиций электрохимии протекающих
процессов и обоснованию критерия долговечности сваренных взрывом со-
единений.

Объектами исследований были выбраны образцы соединений алю-
миния марки А85, имеющих волнообразную контактную границу с 1]~
~ 5...8 %, Дх= 0,07Х и размерами 80 х (4 + 4) х 6 мм (толщина основного
металла и плакирующего слоя 4 мм). Их вырезали из пластин по схеме,
представленной на рис. 3.98. Подготовка образцов, которые впоследствии
служили рабочими электродами при коррозионных испытаниях, включала
в себя травление в 10%-ном растворе едкого натра, промывку, осветление
в 25...30%-ном растворе азотной кислоты, сушку, измерение габаритных
размеров, обезжиривание этиловым спиртом, взвешивание и выдержку в
эксикаторе в течение 24 ч. Для проведения эксперимента использовали
трехэлектродную ячейку с разделенным пространством. Колена ячейки
для вспомогательного платинового электрода и хлорсеребряного электрода
рис. 3.99. Потенциодинамические кривые, снятые
при испытаниях в 50%-ном растворе азотной
кислоты (нормальный водородный электрод):
/ — основной металл; 2 — сварные соединения

сравнения были снабжены стеклянны-
ми фильтрами, что позволяло получить
стабильные, без погрешностей, значения
электрохимических характеристик. По-
стоянную температуру обеспечивали по-
дачей теплоносителя (дистиллированной
воды) в рубашку ячейки. Поверхность
рабочего электрода (кроме торцевой ча-
сти) тщательно изолировали фтороплас-
товой лентой. Поскольку в условиях про-
изводства азотной кислоты ее концент-

рация изменяется от 30 до 98 % при температуре порядка 80 °С, для полу-
чения более полного представления о характере процесса коррозии испыта-
ния проводили в водных растворах кислоты двух концентраций: 50%-ной
при 80 °С и 98%-иой при 70 °С.

Поляризационные потенциодинамические кривые (ПДК) снимали с по-
мощью потенциостата П-5827М (скорость развертки 600 мВ/ч). ПДК, снятые

в растворах азотной кислоты различной концентрации, имеют аналогичный
характер (рис. 3.99). Временную зависимость глубины щелевой коррозии
определяли электрохимическим способом, а также испытанием образцов с
размерами в плайе 40 х 40 мм в стеклянных колбах с обратными холодильни-
ками, которые обеспечивали неизменность концентрации азотной кислоты в
растворе. В четырех колбах одновременно испытывали по три образца в тече-
ние 250, 500, 750 и 1000 часов. Глубину щели иа образцах-элекгродах опреде-
ляли с помощью индикаторной головки (цена
деления 0,01 мм), а на образцах, испытывавших-
ся в колбах, с помощью компаратора по макро-
шлифам исследуемых соединений.

Исследование характера временной зави-
симости глубины щелевой коррозии в про-
цессе испытаний при наличии потенциала
коррозии позволило установить, что в случае
выделения из щели пузырьков газа ток кор-
розии уменьшается, а после их отрыва —
скачкообразно увеличивается. Установлено
(рис. 3.100), что на первой стадии коррозии,
когда существует свободный доступ раствора
в щель и возможен отвод продуктов коррозии

Рис. 3.1ОО. Кривые изменения глубины щелевой кор-
розии в процессе испытаний в 50%-ном растворе

азотной кислоты:

7 — анодная область,

Еж 800 мВ; 2 — потенциал коррозии;

3 — катодная область, Е = 20 мВ
Рис. 3.101. Зависимость изменения глубины
щелевой коррозии от времени:

1 — 50%-ный; 2 — 98%-ный раствор азотной ки-
слоты

из зоны электрохимической реакции,
глубина щели возрастает. На второй,
установившейся стадии вследствие
запирания щели (в частности, га-
зообразными продуктами) и общей
коррозии соединения глубина ее
уменьшается до некоторого посто-
янного значения. С этого момента

стабилизируется и ток коррозии исследуемой системы (рис. 3.99).

В процессе лабораторных испытаний установлено также, что со време-
нем потенциал коррозии существенно смещается в положительную об-
ласть (рис. 3.101). При анодной поляризации швов, полученных сваркой
плавлением, скорость их коррозии возрастает, в то время как для сва-
ренных взрывом соединений (в случае анодной поляризации и наличия
потенциала коррозии) стабилизируется (рис. 3.99). Это, по-видимому,
обусловлено эффектом запирания щели, ширина которой (порядка
0,03 мм) примерно равна толщине (в сечении) участков литого металла И
(рис. 3.98) и на несколько порядков меньше ширины швов, полученных
сваркой плавлением.

Чтобы определить возможность повышения коррозионной стойкости
соединений алюминия с волнообразной контактной границей, исследова-
ли временную зависимость глубины щелевой коррозии в случае катодной
поляризации. Установлено, что при этом глубина щели увеличивается в
течение всего времени выдержки (рис. 3.99). Это, вероятно, объясняется
дифференциацией потенциала поверхности рабочего электрода, обуслов-
ленной электрохимической неоднородностью металла контактной грани-
цы. Газообразные продукты коррозии в случае катодной поляризации
практически не выделяются, поэтому коррозионная среда беспрепятствен-
но поступает в щель. Последнее обстоятельство обусловливает большую
скорость возрастания глубины щели, чем при наличии потенциала корро-
зии и в случае анодной поляризации (рис. 3.100).

Для понимания существа указанного эффекта следует иметь в виду,
что смещение потенциала в катодную область приводит к уменьшению, а
анодная поляризация — к увеличению скорости коррозии плакирующей
пластины. Вместе с тем скорость роста глубины щели в обоих случаях из-
меняется незначительно, что объясняется сложной геометрией контактной
зоны в рассматриваемом участке. При анодной поляризации определен-
ную роль играет также эффект запирания щели продуктами коррозии. Та-
ким образом, скорость коррозии металла на контактной границе лимити-
руется диффузионными процессами, сопровождающими анодную реакцию.
Следовательно, кривые 7 и 2 на рис. 3.100 отображают главным образом
тот факт, что со временем скорость роста глубины щелевой коррозии ста-
билизируется.
В условиях производства концентрированной азотной кислоты скоро-
сть коррозии контактной границы соединений, сваренных взрывом, ра-
вна приблизительно 20 мм/год, что примерно в четыре раза меньше ско-
рости коррозии сварных швов, выполненных дуговой сваркой.

При ширине рабочего участка плакирующей пластины 50 мм удается
увеличить долговечность реакционного стакана автоклава приблизительно
в шесть раз (до двух лет).

Сварка взрывом контактных проводов электрифицированных железных
дорог. Контактные провода применяются в железнодорожном, промыш-
ленном и городском электротранспорте. Они имеют своеобразный про-
филь сечения, который обеспечивает подвеску провода и плавный, без
скачков и отрывов, проход токосъемников подвижного состава.

Весьма важной и трудоемкой задачей для эксплуатационников контак-
тной сети является соединение концов контактного провода, которое дол-
жно обеспечивать плавный проход токоприемников, а также иметь высо-
кую прочность и низкое переходное электросопротивление. Особенно тя-
желые условия эксплуатации контактных проводов, а следовательно, и их
соединений на электрифицированных железнодорожных магистралях.

Контактные провода находятся под постоянным натяжением порядка
1000 кг. Вибрация проводов, вызванная ветровыми нагрузками и прохода-
ми подвижного состава, давление токоприемников на провод, равное
8...12 кг, а также автоколебания всей контактной сети могут кратковре-
менно увеличивать натяжение до 1100...1400 кг. Кроме того, провода на-
греваются током и изнашиваются токоприемниками, скорость прохода ко-
торых достигает 160...200 км/ч. Такие условия эксплуатации налагают
определенные требования к соединениям контактных проводов. Проч-
ность соединений контактных проводов должна быть не меньше трехкрат-
ной допустимой нагрузки (о,(>11 = 120 МПа) или составлять 90 % прочности
целого провода (адоп = 370 МПа). Электрическое сопротивление соедине-
ний не должно превышать 0,9 такового целого провода, измеренного на
такой же длине, как и провода с соединением.

В настоящее время контактные провода на электрифицированных же-
лезных дорогах соединяют с помощью специальных болтовых зажимов
КС-058 и КС-059, которые недостаточно надежны в эксплуатации. В сред-
нем ежегодно на сети железных дорог бывшего СССР (35 000 км разверну-
того контактного провода) происходило 20...25 случаев разрушения болто-
вых зажимов КС-058 или выскальзывания проводов из зажимов КС-059.
Это приводило к продолжительной остановке движения на участках аварии,
а также могло вызывать серьезные разрушения различных устройств пути и
подвижного состава и было сопряжено с большим экономическим ущербом.

На территории бывшего СССР и за рубежом исследования по повыше-
нию надежности соединений контактных проводов проводились в двух на-
правлениях: совершенствование конструкции болтовых зажимов и холодная
сварка давлением. Первое из них приводило к увеличению массы зажимов,
что недопустимо при высоких скоростях движения, а второе — было связа-
но с созданием машин для холодной сварки давлением, минимальная масса
которых достигала пока 300 кг. Работа по сварке проводов такими машинами
Рис. 3.102. Сборка для
СВ контактного провода

в условиях эксплуатация была весьма затруднительна или совсем невозмо-
жна, Кроме того, соединения контактных проводов, полученные холодной
сваркой давлением, имеют недостаточную прочность и, как показал опыт
эксплуатации таких соединений, при воздействии динамических нагрузок
происходит их разрушение по сварному стыку.

Была исследована возможность использования для соединения конта-
ктных проводов СВ. Применение энергии взрыва для сварки контактных
проводов является достаточно трудной задачей, зависящей от двух усло-
вий: сплошности конфигурации профиля сечения контактного провода, не
позволяющей создавать оптимальные режимы сварки по всему периметру
сечения, и обеспечения гладкой поверхности рабочей части контактного
провода. Кроме того, технология СВ должна быть по возможности прос-
той, так как работы будут проводиться на высоте в неудовлетворительных
условиях, под напряжением и в короткие технологические «окна» в дви-
жении поездов.

Простейшей схемой соединения контактных проводов взрывом явля-
ется схема сварки встык в цилиндрической гильзе. Поскольку растягиваю-
щая нагрузка передается через гильзу, то оиа должна быть равнопрочной
контактному проводу. Согласно расчету (из условий равнопрочности) тол-
щина стенки гильзы должна быть не меньше 3,9 мм. Были изготовлены
образцы соединений контактных проводов. Цилиндрическая гильза имела
размеры: наружный диаметр равен 22,0 мм; внутренний — 14,0 мм; дли-
на — 100 мм; толщина заряда аммонита А-40 — 20 мм.

Испытания на прочность при статическом растяжении показали, что
разрушение образцов происходит по целому проводу вне зоны соединения.
Такой характер разрушения образцов указывает на то, что участки сварки,
образовавшиеся между проводом и гильзой, обеспечивают прочность, рав-
ную прочности целого провода. Существенным недостатком данной схемы
является то, что она не обеспечивает ровной поверхности рабочей части
контактного провода. Уступ по краю гильзы равен 4 мм. Удаление его в
условиях эксплуатации на контактной сети является весьма сложной и
трудоемкой операцией. В связи с этим был предложен поиск и разработка
схемы СВ и конструкции соединительных элементов, обеспечивающих не-
обходимую прочность соединений контактных проводов и максимально
ровную рабочую поверхность (рис. 3.102).

В новой конструкции соединения для увеличения прочности в пазы
контактного провода закладываются два стальных стержня, на концах ко-
торых выполнена резьба. Стержни изготовлялись из стальной проволоки
Рис. 3.103. Зависимость прочности со-
единения ОТ ДЛИНЫ ГИЛЬЗЫ

диаметром 3,5 мм. Расчет, произведен-
ный из условия равнопрочности стыка
целому проводу, показал, что толщина
стенки медной соединительной гильзы
в этом случае должна быть 1,8...2,0 мм.
Резьба, выполненная на концах сталь-
ных стержней, обеспечивала дополните-
льное сцепление с проводом при обжа-
тии медной муфты. Внутренняя поверх-
ность муфты растачивалась на конус
для улучшения условий сварки и устра-
нения уступов на концах соединитель-
ной муфты.

В качестве ВВ был выбран аммонит
А-40, Корпус заряда изготовлен в виде
двух контейнеров с крышками. Кроме

прямого назначения корпусы зарядов служили фиксаторами относитель-
ного расположения всех деталей схемы при сборке. С периферийных кон-
цов сами корпусы фиксировались по контактному проводу, а в централь-
ной части по полиэтиленовому кольцу, которое в свое очередь защищало
поверхность соединительной гильзы от повреждения продуктами взрыва
между зарядами ВВ, непосредственно над стыком контактных проводов.
Соединительная гильза фиксировалась по внутренним отверстиям корпу-
сов зарядов ВВ, обеспечивающих соосность проводов и гильзы. Стальные

стержни крепились в пазах контактного провода несколькими витками
тонкой медной проволоки. Стержни таким образом фиксировали концы
соединяемых проводов относительно друг друга. Схема всех деталей сое-
динителя приведена рис. 3.102.

После сварки соединение имеет плавную выпуклость в центре стыка.
Выпуклость в центральной части не превышает 2 мм. Для ее устранения
предусмотрен выгиб соединения в сторону головки контактного провода,
который осуществляется специальным винтовым приспособлением.

Соединения контактных проводов, выполненных по разработанной
схеме и технологии, подвергали металлографическим исследованиям, элект-
рическим, механическим и эксплуатационным испытаниям.

Металлографические исследования поперечных и продольных шлифов
показали, что полностью сварка между проводом и гильзой с волнообразо-
ванием проходит по периферийным участкам соединения (на длине при-
близительно 45 мм от концов гильзы). В центральной части, где гильза
имеет цилиндрическую форму, происходит лишь частичная сварка. Участ-
ков сварки между стальными стержнями и контактным проводом или ги-
льзой не обнаружено, однако металл последней затекает во впадины резь-
бы на стержнях, образуя прочное механическое зацепление.

Для определения оптимальной длины сварного соединения произво-
дили испытания стержней. Механические испытания на растяжение пока-
зали, что равнопрочность стыка целому проводу достигается при длине ги-
льзы 90 мм (рис. 3.103) и длине стержней порядка 70 мм.
Разрушение образцов с длиной
гильзы до 90 мм происходило по ме-
сту стыка проводов, причем гильза
разрушалась, а стальные проволоки
выскальзывали из соединения. Оче-
видно, что длина стержней играет
главную роль в обеспечении необхо-
димой прочности соединения и дол-
жна составлять 120 мм. Измерения
электрического сопротивления свар-
ных стыков контактных проводов по-
казали, что коэффициент дефектнос-
ти (отношение электрического сопро-

Рис. 3.104. Соединения контактного про-
вода:
а и б — сваренные взрывом; □ — болтовое

тивления стыка к таковому целого
провода, измеренных на одинаковой
длине) не превышает 0,8. Общий вид
соединения показан на рис. 3.104.

Разработанная технология сварки апробирована на действующем учас-
тке Юго-Западной железной дороги. В 1978 г. была сварена опытная пар-
тия стыков. Процесс СВ контактных проводов не вызывал каких-либо за-

труднений в эксплуатации. Осмотр стыков после года эксплуатации не
выявил дефектов соединений. МПС СССР было принято решение о рас-

ширении полигона испытаний сварных соединений контактных проводов,
в частности, на Московской, Львовской и других железных дорогах, в том
числе в гористой местности и с большой интенсивностью движения.

Соединение сваркой взрывом многожильных проводов. В арматуре кон-
тактной сети электрифицированного железнодорожного транспорта около
2/3 соединений многожильных проводов — это соединения алюминиевых
проводов с медными. Для соединения проводов из однородных металлов
применяют болтовые зажимы (порядка 85 %), опрессовку (порядка 10 %)
и термитную сварку (порядка 5 %); а из разнородных металлов — только
болтовые зажимы (типа ПАМ).

По данным Главного управления электрификации и энергетического
хозяйства МПС СССР более 30 % общего количества повреждений соеди-
нений многожильных проводов, задерживающих движение поездов, при-
ходилось на переходные соединения (алюминий + медь).

Основной причиной высокой повреждаемости переходных соединений
является увеличение их электросопротивления в процессе эксплуатации (а
следовательно, температуры нагрева от проходящего тока) вследствие оки-
слительного воздействия окружающей среды и химических процессов,
происходящих на контактирующих участках алюминий—медь. В ИЭС раз-
работана технология соединения таких проводов с помощью СВ, состоя-
щая в следующем. Зачищенные концы проводов накладываются друг на
друга встык. Поверх них наматывается в несколько слоев алюминиевая
или медная фольга, являющаяся соединительным элементом, а пространс-
тво между намоткой и проводами заполняется кусочками провода. Шну-
ровой заряд ВВ преимущественно в виде ДШ подходящего типа вплотную
Рис. 3.105. Схема СВ многожильных про-
водов

Рис. 3.106. Образцы соединений много-
жильных проводов, сваренных взрывом

наматывается поверх фольги и инициируется капсюлем-детонатором. Схема
сварочной сборки и общий вид получаемых соединений приведены на
рис. 3.105 и 3.106. Возможна и стыковая сварка проводов с помощью наклад-
ной многослойной муфты из фольги, причем толщина соединительного эле-
мента (муфты) должна обеспечивать равнопрочность соединения и провода.

Разработанные способ и технология СВ многожильных проводов по-
зволили получить достаточно надежные соединения. Исследовано влияние
технологических параметров СВ переходных соединений многожильных
проводов на основные характеристики соединений, определяющих их экс-
плуатационную надежность, в частности прочность, электропроводность и
коррозионную стойкость соединений.

С учетом особенностей схемы СВ многожильных проводов основным
параметром была выбрана удельная энергия заряда, определяющая запас
потенциальной энергии ВВ, приходящийся на единицу площади наружной
поверхности соединительного элемента;

где 0ь — теплота взрыва (табличное значение, зависящее от типа ВВ и опреде-
ляющее запас потенциальной энергии данного В В); твв — масса ВВ на едини-
цу площади наружной поверхности соединительного элемента. Удельная энер-
гия заряда ВВ изменялась при применении различных ВВ и с изменением мас-
сы ВВ на единицу площади наружной поверхности соединительного элемента.

Сварка медных (М-120) и алюминиевых (А-185) проводов осуществля-
лась внахлест. Как установлено, такая сварка является наиболее экономи-

Рис. 3.107. Зависимость прочности и элект-
росопротивления проводов А-120 + М-120
от удельной энергии заряда ВВ

чной и обеспечивает прочные соеди-
нения по сравнению со схемой свар-
ки встык. Качество соединений про-
водов М-12О + А-185 в зависимости
от удельной энергии РИ определяли
измерением электрического сопроти-
вления и испытанием иа разрыв при
статическом растяжении, а также ме-
таллографическими исследованиями.

Установлено, что зависимости Р =
=ДРР) и /?=ДРР) имеют три характе-
рные зоны (рис. 3.107). В зоне / с
увеличением удельной энергии заряда ВВ прочность соединения увеличи-
вается, а при ~ 2,1 кДж/см2 достигает прочности провода А-185, т.е.
2500 кг. Сварные соединения из зоны I разрушаются, как правило, по
стыку.

Электрическое сопротивление соединений, полученных в пределах
этой зоны, уменьшается и при 1,8 кДж/см2 достигает минимума Я =
5 мкОм. Очевидно, при 1,8 кДж/см2 площадь образовавшихся свар-
ных участков превышает суммарную площадь сечения свариваемых прово-
дов и соединительного элемента:

^св.сосд *$А-185 + *$М-120 ‘^св.соел^Ь

где В5 — сечение провода А-185, 5М.12О — то же провода М-120; 5свсоед —
площадь сечения соединительного элемента.

При увеличении И7 увеличиваются количество и площадь участков
схватывания между отдельными проволоками, а также между проволоками
и соединительным элементом. Необходимо отметить, что минимальное
электрическое сопротивление соединения достигается при несколько ме-
ньшей удельной энергии. Очевидно, количество и площадь участков схва-
тывания, образовавшихся при определенной удельной энергии, превыша-
ют суммарную площадь сечения свариваемых проводов и соединительного
элемента (т.е. удовлетворяется последнее условие). Однако прочность этих
участков еще недостаточна.

При дальнейшем увеличении удельной энергии зарядов В В (зона II)
электрическое сопротивление соединений остается без изменений, а проч-
ность несколько увеличивается. Поскольку указанное условие достигнуто
в зоне /, то дальнейшее увеличение 5С(мдаед (если оно происходит) не влияет
на электрическое сопротивление соединений проводов. Прочность же со-
единений увеличивается за счет деформационного упрочнения образован-
ных сварных участков. При изучении под микроскопом макрошлифов,
вырезанных из соединений проводов, выполненных на режимах, соответс-
твующих зоне //, обнаружены небольшие включения литого металла, при-
чем их появление соответствует удельной энергии 3,6 кДж/см2, т.е.
середине зоны //. Количество и площадь литых участков металла значите-
льно увеличиваются к концу зоны И.

В зоне III количество и площадь литых участков резко возрастают.
Возле них образуются усадочные раковины, поры и микротрещины, обус-
ловливающие снижение прочности соединения. При этом электрическое
сопротивление также несколько повышается. При удельной энергии заря-
да ВВ свыше 6,5 кДж/см2 соединения, как правило, разрушаются.

Таким образом, можно установить оптимальный диапазон значений
удельной энергии, при котором достигаются наибольшая прочность и на-
именьшее электрическое сопротивление соединений проводов. Этому диа-
пазону соответствует зона II.

Образцы для коррозионных испытаний соединений проводов изготав-
ливали на режимах, соответствующих началу, середине и концу зоны II.
Испытания проводили по методике «морской туман», заключающейся в
периодическом пропаривании образцов. В специальной камере на эти об-

1Н - 5-1832
Я, мкОм

Лт

О 20 40 100 120 140 160 180

X днн

Рис. 3.108. Зависимости прочности и
электросопротивления сварных соедине-
ний проводов А-185 + М-120 от времени
выдержки в коррозионной камере:
/ —	2,1; 2—	3,6; 3-	5,8 кДж/см2.

Р — усилие сдвига проводов в болтовых зажимах

разцы предварительно осаживался слой
поваренной соли. В качестве образ-
цов сравнения использовали соеди-
нения проводов, выполненные болто-
выми зажимами типа ПАМ. В тече-
ние каждых 30 дней испытаний (в
начале испытаний через 7 дней) из
коррозионной камеры извлекали пар-
тию образцов для измерения электри-
ческого сопротивления. Затем прово-
дили испытания на разрыв и метал-
лографические исследования.

На рис. 3.108 приведены графи-
ки изменения прочности и электри-
ческого сопротивления болтовых и
сварных соединений проводов в за-

висимости от времени выдержки в коррозионной камере. У болтовых сое-

динений электрическое сопротивление начинает увеличиваться после не-
скольких дней испытаний и спустя 35 дней электропроводимость полнос-
тью исчезает; прочность соединения уменьшается. Электромеханические
характеристики сварных соединений практически не изменяются в тече-
ние 120 дней испытаний. В дальнейшем электрическое сопротивление на-
чинает быстро увеличиваться, причем наиболее интенсивно у соединений,
выполненных на режимах, соответствующих середине и особенно концу
зоны II.

Низкая коррозионная стойкость болтовых соединений проводов обус-
ловлена свободным доступом раствора поваренной соли ко всем точкам
контактирования проводов и плашек болтового зажима. В результате этого
их коррозия происходит в течение небольшого времени.

В сварных соединениях доступ раствора возможен только с торцов
соединения, где также в первые дни испытаний происходят коррозион-
ные процессы. Однако они не влияют на электромеханические характе-
ристики соединений. С увеличением времени испытания коррозионные
процессы происходят и во внутренней части соединений. Этому способс-
твуют образующиеся продукты коррозии, удельный объем которых в
1,4 раза больший, чем металла до окисления. Продукты коррозии расши-
ряют соединение, и в образующиеся щели проникает электролит. В ре-
зультате металлографических исследований установлено, что процесс ак-
тивной коррозии происходит только на участках контактирования меди с
алюминием и особенно интенсивен на участках литого металла. Участки
соединения с металлической связью, образованной при сварке, довольно
стойки к коррозии. Их разрушение происходит механическим путем, при
расширении образовавшимися продуктами коррозии соединительного
элемента и деформировании сварных участков. При этом разрушение
этих участков соединения происходит преимущественно по алюминию —
менее прочному металлу.
Таким образом, сварные соединения алюминиевых и медных проводов
так же, как и болтовые, подвержены коррозии. Однако стойкость послед-
них к агрессивной среде в 4...5 раз меньше.

Оптимальным режимом сварки проводов, работающих в агрессивной
среде, является диапазон первой половины зоны II.

Приварка взрывом медных соединителей к рельсам повышенной прочнос-
ти. В настоящее время приварка соединителей со стальными законновка-
ми осуществляется электродуговой сваркой. При этом качество приварки
стыкового соединителя (прочность и электропроводность) недостаточно
высокое, а воздействие тепла дуги на объемно закаленную сталь вызывает
местное изменение структуры и нарушение однородности механических
свойств рельсового металла, следствием чего является склонность к обра-
зованию дефектов. Это наиболее опасно в таком ответственном месте, как
стык, поскольку резко снижаются прочностные и эксплуатационные свой-
ства рельсов, возрастает вероятность их усталостного разрушения. При

этом следует учесть, что количество изымаемых рельсов по трещинам и
изломам головки рельсов из-за нарушений технологии приварки рельсо-
вых соединителей составляет порядка 0,5 % общего количества изъятых из
пути рельсов. По данным МПС это составляет 1150 шт., или 28 750 пог. м
рельсов. Учитывая, что убытки от задержки поездов при замене одного ре-
льса на участке с грузонапряженностью 60...70 млн т/км брутто на 1 км
пути составляют 760 руб., общие затраты, вызванные выходом из строя ре-
льсового соединителя, достигают 875 тыс. руб. (в ценах 1990 г.). В ИЭС
разработана новая конструкция (с законцовками из меди М1) рельсового
(тягового) соединителя и технология его СВ с высокоуглеродистой рельсо-
вой сталью М76 повышенной прочности (объемной закалки), содержащей
0,69...0,82 % С; 0,75...1,05 % Мп; 0,13...0,28 % 81; 0,035 % Р; 0,045 % 8 и
обладающей твердостью на поверхности катания головки рельса в интерва-
ле НВ 331...388 со следующими механическими свойствами: от = 850 МПа;

о„ = 1200 МПа; 5= 10,5 %;	= 2,5 кг/см2 (рис. 3.109).

Исследованию режимов СВ меди со сталью и изучению свойств этого
биметалла посвящено достаточно много работ, однако в них рассмотре-
ны вопросы, отличные от тех, с которыми приходится сталкиваться при
решении данной задачи.

Поскольку сварка должна произ-
водиться без остановки движения по-
ездов и отрицательное воздействие про-
дуктов взрыва на рельс недопустимо,
то необходимо определить нижнюю
границу сварки для данной пары ма-
териалов, т.е. минимальный заряд ВВ,
при котором достигается качественное

Рис. 3.109. Схема СВ рельсового соеди-
нителя:

1 — стык рельсов; 2 — наконечник; 3 — ВВ;
4 — корпус заряда; 5 — ДШ; 6 — место пайки;

7 — провода

соединение.

Если исходить из особенностей
конструкции стыкового соединителя
и требований к нему в отношении
Рис. 3.110. Приварка взрывом рельсового соединителя:

а —сварочный ансамбль перед взрывом; б — контейнер с пеной; в — приваренный соединитель

прочности и электропроводимости, то привариваемая часть медной плас-
тины должна иметь размеры 2,5 х 20 х 50 мм (длина пластины не ограни-
чена, но исходя из экономии меди и минимального по массе заряда ВВ
она была принята равной 50 мм). Задача состояла в том, чтобы приварить
данную пластину к боковой грани головки рельса, максимально сократив
краевые непривары. Для гашения воздушных У В при необходимости веде-
ния взрывных работ в пределах станций, вблизи производственных и/или
жилых помещений используются защитные устройства на основе водно-
механических пен. На рис. 3.110, а приведена фотография подготовленно-
го к взрыву сварочного ансамбля для приварки рельсового соединителя и
полиэтиленовый контейнер с водно-механической пеной (рис. 3.110, б).

Поскольку непривары все же неизбежны, то они, естественно, будут
являться концентраторами напряжений. Поэтому потребовалось изучить
влияние концентраторов на прочностные свойства изделия в целом.

Отметим, что обычно биметалл, полученный СВ, исследуется без зоны
краевых неприваров (в лучшем случае их протяженность только фиксиру-
ется), при этом влияние неприваров на прочность изделия не изучается.

Приваренная к рельсу пластина соединителя и сам рельс должны ра-
ботать как единое целое. Для достижения этого поочередно изменяли
один из начальных параметров СВ, оставляя другие постоянными. Извест-
но, что наименьшую зону взрывчатого превращения имеют ВВ с высокой
скоростью детонации. Размер зоны реакции влияет на боковой разлет ПД,
и следовательно, на краевые непривары при СВ. Боковой разлет приводит
не только к изменению режима полета краев метаемой пластины, но и вы-
зывает неравномерное распределение импульса давления ПД по ширине
заряда. В результате снижается суммарный импульс и нарушается задан-
ный режим соударения. Поэтому в качестве ВВ был выбран гексоген со
скоростью детонации Б = 6,2 км/с и применена угловая схема СВ. Глав-
ным преимуществом данной схемы сварки является возможность исполь-
зования зарядов В В, имеющих сверхзвуковую скорость детонации и малые
критические диаметры, что позволяет значительно уменьшить высоту слоя
заряда 50 и обеспечить таким образом выполнение условия 50/8, = 0,15...0,20,

Высота заряда В В, которая составила 12 мм, рассчитывалась по извест-
ным формулам. Начальный угол установки метаемой пластины определялся
экспериментально. При постоянной высоте заряда ВВ изменяли угол уста-
новки от 3 до 20°, при этом измеря-
лись краевые непривары и определя-
лась площадь сварки. Установлено,
что оптимальным является началь-
ный угол, равный 13°. В этом случае
размер боковых неприваров не пре-
вышал 1 мм, конечного непривара —
1,5 мм и начального — 4 мм. Макси-
мальная площадь сварки составляла
820 мм2. Установлено, что оптималь-

Рис. 3.111. Усталостная прочность рель-
сов типа Р65 из стали М76 (поперечный
изгиб с растяжением в головке):

1 — целый рельс; 2 — с соединителем, прива-
ренным СВ; 3 — с соединитилем, приваренным
дуговой сваркой

ная скорость соударения для пары
М1+М76 находится в пределах
550...580 м/с. При таких скоростях
соударения полученные соединения
обладают усталостной прочностью,

равной прочности меди (рис. 3.111). Зона сварки имеет волнообразный ха-
рактер, причем длина волны не постоянна. В начале соединения наблю-
даются равномерные мелкие волны, близкие по форме к синусоидаль-
ным с А - 0,02...0,05 мм. В таких волнах отсутствуют какие-либо дефекты.

По мере движения фронта детонации наблюдается увеличение размера
волн до А ~ 0,5...0,7 мм. В этих волнах имеются сильно развитые завихре-
ния, направленные в сторону движения фронта детонации. В завихрениях

металл насыщен оксидами, загрязнениями, в нем встречаются поры и пус-
тоты, Кроме того, в зоне соединения имеются локально оплавленные уча-
стки, внутри которых расположены зоны высокой твердости (НУ50 -
= 760...945). На участках твердой мартенситной фазы микротрещины не
обнаруживаются, однако имеются усадочные раковины и микропустоты.

С помощью механических испытаний определяли влияние краевых
неприваров на прочностные свойства рельса в целом. Для этого вырезали
образцы объемно закаленных рельсов длиной 1200 мм, в середине которых
взрывом к боковой грани головки приваривали медную пластину размера-
ми 2,5x 20 x 50 мм. Для сравнения результатов испытаний изготовляли
аналогичные образцы с электродуговой приваркой манжеты обычного со-
единителя. Изготовленные образцы подвергали следующим механическим

испытаниям:

•	статическому изгибу по схеме балки на двух опорах, расположенных
на расстоянии 1 м друг от друга. Сосредоточенную нагрузку прикладывали
в середине образца, головку рельса располагали как в растянутой, так и в
сжатой зоне;

•	усталостному изгибу по приведенной выше схеме; головка рельса рас-
полагалась в растянутой зоне (пульсирующая нагрузка с коэффициентом
асимметрии цикла Я, = +0,1; база испытания /V = 2 • 106 циклов).

Результаты испытаний на статический изгиб свидетельствуют о том,
что приварка взрывом медных пластин не влияет на механические и плас-
тические свойства рельса, независимо от того, какая часть рельса находит-
ся в растянутой зоне. Вместе с тем электродуговая приварка соединителя
резко снижает прочностные и пластические свойства рельса.
Рис. 3.112. Схема зоны соединения и развития усталостной
трещины в образце, выполненном СВ:

1 — рельс; 2 — медная пластина; 3 — усталостная трещина

Результаты испытаний на усталостную прочность образцов рельсов с
соединителями, приваренными различными способами сварки, представ-
лены на рис. 3.111. На образцах рельсов с соединителями, приваренными
взрывом, получены значения, значительно превышающие усталостную
прочность для образцов с соединителями, приваренными электродуговым
способом. Так, нагрузка Д, на пределе выносливости для образцов с со-
единителями, приваренными взрывом и электродуговой сваркой, состави-
ла 42 и 20 т, соответственно.

Таким образом, в случае применения СВ усталостная прочность рель-
сов увеличивается более чем в два раза. Однако предел выносливости об-
разцов, соединители к которым приварены взрывом, на 10... 15 % ниже,
чем у целого рельса. Изучение изломов образцов рельсов с соединителя-
ми, приваренными взрывом и электродуговым способом, после испытаний
на усталостную прочность показало, что трещины при разрушении образ-
ца начинают развиваться от боковой грани головки рельса в месте привар-
ки соединителя. У образцов с соединителями, приваренными электродуго-
вым способом, трещины образуются в зоне термического влияния с одно-
го из концов сварного шва, в то время как у образцов с соединителями,
приваренными взрывом, они всегда зарождаются в начале инициирование
заряда В В (рис. 3.112).

По-видимому, в начальный момент вследствие неустановившегося ре-
жима сварки, под действием выделившейся энергии взрыва начинаете?
пластическая деформация поверхностных слоев соединяемых металлов е
виде волн, однако этой энергии еще недостаточно для образования проч-
ных металлических связей. В том месте, где возникает первая точка схва-
тывания, появляются растягивающие напряжения, которые одновременнс
с первой имеющейся до нее волной являются локальным концентраторов
напряжений.

Ремонт топливных баков ракетно-космических транспортных систем «Энер-
гия-Буран» и «Арнан-5». Топливные баки ракетно-космических транспо-
ртных систем, как, впрочем, и любые летальные аппараты, относятся к осо-
бо ответственным и дорогостоящим тонкостенным оболочечным металло-
конструкциям. Получить «допуск» на ремонт повреждений или дефектов =
топливных баках либо других узлов летательных аппаратов с использова-
нием новых технологий является достаточно сложным процедурным про-
цессом. А применение технологий, основанных на использовании энергии
взрыва, требует еще и преодоления традиционного психологического фак-
тора взрыва как разрушительного явления. Поэтому даже для любого от-
работанного технологического процесса СВ предусмотрены жесткая пред-
варительная аттестация режимов СВ и контроль качества на всех этапах
получения ремонтного соединения.
В процессе изготовления тонкостенных оболочечных металлоконстру-
кций из алюминиевого сплава 1201 АТ возможно образование локальных
механических дефектов в виде трещин, сквозных отверстий или утонений
основного металла оболочки. Существующие методы устранения таких де-
фектов, основанные на использовании сварки плавлением, не обеспечива-
ют получение равнопрочных соединений из-за разупрочнения основного
металла в ЗТВ сварного шва, в том числе и при электронно-лучевой свар-
ке. Механическая или клеевая заглушка дефектов также не соответствует
требованиям равно прочност и оболочки в месте их расположения.

Исследования по разработке технологии ремонта дефектов типа сквоз-
ных отверстий диаметром 60 мм в оболочке с толщиной стенки 1,6,„2,0 мм
при помощи локальной СВ показали, что ремонт дефектов непосредствен-
но СВ с использованием плакирующего элемента из сплава 1201 АТ прин-
ципиально возможен, однако практическая реализация этого варианта тех-
нологии вызывает ряд трудностей. В частности, не обеспечивается удовле-
творительная прочность соединения ввиду невысокой пластичности этого
сплава. СВ через прослойку из алюминия АДОМ позволяет сохранить сое-
динение, тем не менее, прочность на отрыв плакирующих слоев не соот-
ветствует таковой основного металла.

Более приемлемым оказался комбинированный способ, предусматри-
вающий аргонодуговую вварку вкладыша из сплава 1201 АТ в отверстие
оболочки с последующим локальным плакированием зоны разупрочнения
кольцевого сварного шва плакирующим элементом из алюминия АДОМ.
Данный способ технологии потребовал решения ряда вопросов, связанных
с подбором режимов и техники аргонодуговой сварки, исключающих об-
разование трещин в кольцевом стыковом шве как в процессе сварки, так и
при последующем плакировании взрывом, а также с оптимизацией режи-
мов и технологических схем локальной СВ, при которых обеспечивается
получение соединения, удовлетворяющего специальным требованиям.

•	Режим волнообразования по длине соединения должен быть стаби-
льным и не создавать расплавов, а граница соединения по краям плакиру-
ющего элемента — безволновой и не содержать краевых неприваров, так
как наличие волн на этом участке будет создавать концентрацию напряже-
ний, вызванную утонением основного металла оболочки.

•	Остаточная макродеформация плакирующего элемента должна быть
минимальной, а макродеформация стенки оболочки в месте плакирования
не должна превышать половины ее толщины.

•	Конструктивная прочность соединения в месте отремонтированного
дефекта должна быть не ниже таковой основного металла оболочки при
температурах соответственно 20, -196 и —253 °С.

В связи с особенностями перечисленных требований необходимо было
решить три основные задачи. Первая из них состояла в минимизации пара-
метров импульсного воздействия на оболочку путем осуществления процес-
са локальной СВ по угловой схеме на ее нижней границе. В результате чис-
ленного решения системы уравнений, связывающих скорость детонации,
начальный установочный угол а, скорости соударения Ио и точки контакта
Рис. 3.113. Номограмма для определения
для заданной критической V*. Соотно-
шение составляет:

1 - о,3; 2 - 0,4; 3 - 0,5; 4- 0,6

К, получена номограмма (рис. 3.113)
по определению максимально воз-
можного угла а для заданной кри-
тической /*, при которых Ко будет
минимальной.

При этом с увеличением О ми-

нимальное /0 уменьшается. Если полученное таким образом значение Ко

для принятой толщины плакирующего элемента будет недостаточным для

образования волн на границе соединения, превышающих размеры микро-
неровностей на свариваемых поверхностях, то последние необходимо под-
вергать тщательному механическому удалению. По указанным соображе-
ниям в качестве ВВ был взят продукт по ОСТ 84-1994—82, у которого
/) = 7600 м/с, а критическая толщина меньше 0,5 мм. Все это позволило
уменьшить для принятой толщины плакирующего элемента 3,2 мм необ-
ходимую толщину слоя ВВ до 2,0 мм.

Вторая задача заключалась в разработке технологической схемы лока-
льной СВ, позволяющей регулировать с высокой степенью точности за-

данные режимы соударения и геометрические параметры получаемого сое-
динения и одновременно решать вопросы локализации сварочного импу-
льса заряда ВВ и полной ликвидации краевых неприваров. На рис. 3.114
представлена одна из таких схем, в соответствии с которой для обеспече-
ния заданного режима соударения по всей площади плакируемой криво-
линейной поверхности оболочки угол между касательными к соответству-
ющим точкам соударения свариваемых поверхностей сохраняется посто-
янным, а для стабилизации режима на периферийном участке плакирую-
щего элемента указанный угол ступенчато уменьшается (на расстоянии,
равном примерно 2/3 длины плакирования от начала соударения). Для ли-
квидации краевого непривара на некотором расстоянии от края плакиру-
ющего элемента со стороны сварива-
емой поверхности выполняется над-
рез специальной формы.

Третья задача состояла в разрабо-
тке противодеформационной опоры.
Для ее решения использовался лег-
коплавкий сплав Розе, обеспечивший

Рис. 3.114. Метаемый участок плакирующего
элемента:

1 — надрез; 2 — заряд В В; 3 — плакирующий эле-
менту 4— стенка оболочки (А —» В, С —> О, Е
-> г — соответствующие точки соударения; углы
между касательными к соответствующим точкам
соударения И] = 12°, а2 = 10°, аэ = 8°)
при расплавлении и последую-
щей кристаллизации формиро-
вание профиля внутренней кри-
волинейной поверхности обо-
лочки и тем самым ее плотное
прилегание к основной техно-
логической опоре.

Результаты выполненных
исследований были положены
в основу опытной технологии

Таблица 3.12. Результаты испытаний образцов*
имитаторов комбинированных сварных соеди-
нений на прочность при одноосном растяжении

Температура испытания, °С	Основной металл		Сварное соединение  ов, МПа
	от, МПа	ов, МПа	
20	320	410	423
-196	370	500	473
-253	430	580	530

ремонта дефектов типа сквозных отверстий в оболочке, предусматриваю-
щей, в частности, проведение технологических процедур дуговой сварки и
СВ на контрольных образцах-имитаторах с проведением их прочностных
испытаний в условиях, соответствующих эксплуатационным.

В табл. 3.12 приведены результаты прочностных испытаний указанных
образцов при различных контрольных температурах. Образцы испытывали

на растяжение как одноосное, так и двухосное, создаваемое во втором
случае внутренним давлением на специальных сборках. В последнем слу-
чае разрушающие давления при испытаниях при 20 °С равно около
0,75 МПа, а при 196 °С — 1,10 МПа.

Результаты испытаний показали, что разработанная технология обес-
печивает получение равнопрочных с основным металлом оболочки соеди-
нений, причем при испытаниях на конструктивную прочность оболочка в
месте отремонтированного дефекта обладает более чем трехкратным запа-
сом прочности. Характерные фотографии комбинированного сварного со-
единения и внешнего вида сборки после испытаний представлены на
рис. 3.115 и 3.116.

г " ~ <	—--'	- "^""1 В результате проведенных в услови-

Рис. 3.115. Макрошлиф зоны ремонта

Рис. 3.116. Образец с отремонтиро-
ванным дефектом после испытаний на
конструктивную прочность

ях завода-изготовителя многочисленных
экспериментов, металлографических ис-
следований и механических испытаний,
а также их анализа разработаны специа-
льные требования к подготовке зоны
ремонта, плакирующих элементов уси-
ливающих накладок и ремонтному сое-
динению согласно принятым двум вари-
антам ремонта. Так, шов, полученный
ручной дуговой сваркой (РДС), должен
иметь усиление не менее 0,5 мм по от-
ношению к поверхности полотна, обра-
тной плакируемой, а переходные участ-
ки с основным металлом должны быть
обработаны по радиусу приблизительно
5 мм. Аналогично должны быть обработа-
ны и переходные участки в зоне ремон-
та с утонением. Наличие усиления шва
РДС и обработка переходных участков совместно с заполнением их спла-
вом Вуда нивелирует концентрацию напряжений и снижает склонность к
образованию трещин в этих участках при последующем локальном плаки-
ровании взрывом той или иной зоны ремонта.

К сказанному следует добавить, что свариваемые поверхности усили-
вающей накладки и основного металла полотна ремонтируемой оболочки
необходимо подвергать предварительному химическому травлению для вы-
явления возможных поверхностных трещин, включений и других факто-
ров, которые могут привести к образованию неприваров при СВ.

Предварительная аттестация режимов СВ и качества подлежащих вы-
полнению ремонтных соединений производится на образцах-свидетелях,
которые подвергаются неразрушающему и разрушающему видам контроля.
Ремонтные соединения, выполненные на натурном изделии, могут подвер-
гаться, естественно, только неразрушаюшим видам контроля. Предусмот-
рены следующие виды неразрушаюшего и разрушающего контроля.

Рентгенографический контроль применяется в основном для выявле-
ния дефектов в кольцевом шве РДС вкладыша в отверстии полотна обо-
лочки после аргонодуговой сварки и характера их изменения после СВ.
Кроме того, он позволяет устанавливать месторасположение дефектов
относительно направления вырезки образцов для проведения контроль-
ных механических испытаний (за пределами расположения дефектов). С
точки зрения оценки качества контактной границы соединения усилива-
ющей накладки с основным металлом рентгеновский контроль позволяет
судить только о характере прошедшей пластической деформации в зоне
СВ — волновой или безволновой. И то, и другое не является однознач-
ным показателем прочности сварки. Вместе с тем с помощью этого вида
контроля осуществляется проверка концентричности расположения уси-
ливающей накладки относительно кольцевого сварного шва вкладыша в
отверстии полотна оболочки. Рентгенографический контроль производи-
тся по общепринятой методике на стандартном оборудовании завода-из-
готовителя.

Ультразвуковой контроль (УЗК) является практически единственным
и широко распространенным видом неразрушающего контроля качества
взрывосварных соединений. Однако технические возможности УЗК не по-
зволяют выявлять структуру границы соединения, так как для ее определе-
ния требуется автоматизация измерений, а разрешающая способность дат-
чиков должна быть не менее 0,5 мм2. Еще одним аспектом проблемы УЗК
является невозможность достоверного определения краевого непривара.
Для выполнения УЗК рекомендуется использование дефектоскопа типа
УД2-12 (аналог С18Е-38 производства фирмы «КгаШкгатеп*, Германия).

В И ЭС разработан перспективный метод неразрушающего контроля,
основанный на использовании акустического микроскопа, который рабо-
тает в диапазоне частот от 15 до 50 МГц и обеспечивает возможность ска-
нирования как по толщине плакирующего элемента, так и по поверхности
соединения. При шаге сканирования 0,1 мм можно достаточно уверенно
измерять длину и амплитуду волн на границе соединения и тем самым су-
дить о реализации заданных режимов СВ. Кроме того, метод позволяет
распознавать наличие дефектных участков с оксидными пленками. Ис-
пользовался также радиоизотопный контроль для определения границы
краевого непривара усиливающей накладки, для чего периметр непривара
заполнялся газообразным радиоактивным изотопом. Зафиксировав излуче-
ние газа, можно было определить зону краевого непривара. Преимущест-
вом данного способа является возможность контроля несплошностей раз-
мером до 10“6 мм, в том числе в условиях действия сжимающих напряже-
ний. В качестве дублирующего контроля краевого непривара может быть
применен метод красок — по краю усиливающей накладки наносят специ-
альную жидкую краску, после чего ее удаляют ветошью и наносят жидкость-
индикатор. Если имеется непривар, то жидкость-индикатор окрашивается
оставшейся в неприваре краской. Недостатком данного метода является
необходимость слесарной обработки соединения, хотя удалять краевой не-
привар необходимо только для предотвращения щелевой коррозии. Прак-
тически применимым является метод визуального осмотра при слесарной
обработке краев усиливающей накладки и удалении краевого непривара.

Испытания на герметичность выполняются масс-спектрометром с
помощью гелиевого течеискателя типа ПТИ-10 (аналог А8М-52 фирмы
«А1саГе1», Франция или ПЬ-500 фирмы «ЬеуЬокЬ, Германия), а также
вспомогательного оборудования (вакуумных насосов и накладных камер-
присосок).

Методика испытания заключается в следующем. На ремонтное соеди-
нение со стороны усиливающей накладки устанавливается накладная ва-
куумная камера-присоска, соединенная с течеискателем и вакуумным на-
сосом, и производится откачка воздуха до остаточного давления примерно
100 Па. С противоположной стороны образца-свидетеля устанавливается
накладная гелиевая камера, которая присоединяется ко второму вакуумно-
му насосу, и производится откачка воздуха до 1000 Па, далее камера отк-
лючается от насоса. После приведения течеискателя в режим регистрации
содержания гелия последний подается из газового баллона через редуктор
и щуп в гелиевую камеру, создавая избыточное давление гелия около 0,9 х
х 105 Па. О наличии течи в ремонтном соединении должно свидетельство-
вать увеличение показателя течеискателя. Чувствительность испытания при
минимальном регистрируемом потоке гелия составляет не более КГ9 мэ • Па/с.

Разрушающие виды контроля предусматривают измерение толщины
усиливающей накладки после плакирования взрывом, металлографические
исследования качества СВ, механические испытания на отрыв и сдвиг
плакирующего слоя усиливающей накладки относительно основного метал-
ла, а также испытания на одноосное и двухосное растяжения. Отметим,
что усиливающая накладка претерпевает незначительное утонение (обыч-
но до 5...10 % толщины) вследствие пластической деформации в процессе
СВ, в том числе под действием остаточного давления ПД, это утонение
следует обязательно учитывать при расчете минимальной толщины на-
кладки.

На основании успешной апробации разработанной технологии СВ на
образцах-имитаторах было подписано заключение (завод «Прогресс», г. Куй-
бышев, акт от 17.12.85) о приемлемости применения технологии СВ для
ремонта тонкостенных оболочечных металлоконструкций, находящихся в
производстве.

В сентябре 1986 г. при завершении работ по изготовлению днища топ-
ливного бака ракетоносителя «Энергия», готовившегося к первому пуску
«Бурана», в полотне днища случайно образовалась сквозная пробоина ма-
ксимальным размером до 70 мм. Толщина полотна в месте пробоины рав-
на 1,6 мм. Заводом «Прогресс» было принято решение срочно произвести
ремонт данного дефекта с помощью разработанной технологии СВ, так
как изготовление нового днища привело бы к задержке намеченного срока
запуска, не говоря уже об огромных экономических потерях.

Ремонт проводится путем аргонодуговой вварки вкладыша из сплава
1201 АТ диаметром 80 мм, толшиной 1,6 мм в отверстие полотна дниша и
последующего локального плакирования азрывом зоны сварного шва и
ЗТВ усиливающей накладкой из алюминия АДОМ диаметром 140 мм, тол-
щиной 3,2 мм. Предварительно на образцах-свидетелях были воспроизве-
дены все описанные выше взрывосварочные и контрольные операции, а
также всесторонние механические испытания и металлографические ис-
следования. После получения положительных результатов испытаний была
осуществлена аргонодуговая сварка вкладыша в зоне ремонта штатного
днища и изготовлена рельефная опора. Плакирование взрывом производи-
лось по схеме рис. 3.114 (в нижнем положении) на монтажном стенде не-
посредственно в цеховых условиях. По результатам внешнего осмотра и
неразрушающего контроля отремонтированное днище было принято пред-
ставителем заказчика в дальнейшее производство. Таким образом, выпол-
ненные с помощью разработанной технологии ПСВ работы позволили
восстановить целостность и несущую способность днища топливного бака
ракетоносителя «Энергия»,

В июле 1987 г. решена еще более сложная техническая задача — отре-
монтирована сквозная пробоина примерно такого же максимального раз-
мера (до 70 мм) в днище готового окислительного бака. Взрывосварочные
работы необходимо было выполнить в потолочном положении под углом
примерно 15° к вертикальной оси. Ремонт производился с применением
схемы сварки с опиранием сварочного ансамбля на рельефную опору с ис-
пользованием гравитационного груза. Как и в первом случае, вначале бы-
ла произведена аттестация режимов СВ на образцах-свидетелях, а затем
осуществлена аргонодуговая вварка вкладыша в зоне ремонта днища окис-
лительного бака и изготовлены соответствующие ремонтные элементы.
После размещения на рельефной опоре гравитационного груза массой
около 800 кг было произведено плакирование взрывом зоны ремонта уси-
ливающей накладкой из алюминия АДОМ диаметром 140 мм, толщиной
3,2 мм с использованием протекторной пластины толщиной 3,0 мм. Взры-
вные работы также проводились в цеховых условиях. Результаты внешнего
осмотра и неразрушающего контроля подтвердили соответствие ремонтно-
го соединения техническим требованиям, и отремонтированный бак окис-
лителя был принят заказчиком в дальнейшее производство. Выполненные
по технологии СВ работы позволили восстановить целостность и несущую
способность указанного бака и сэкономить еще около трех миллионов
рублей (в ценах 1987 г.).
Рис. 3.117. Универсальная РКТС «Энергия—Буран» (о) и ракетоноситель «Апапе-5» пе-
ред пуском. Одно из днищ топливного бака «Энергии» отремонтировано СВ; аналогичная
технология передана для использования в «Апапе-5»

В декабре 1987 г. была выполнена следующая ремонтная работа по
упрочнению утонения вафельного фона в цилиндрической обечайке. Ре-
монт выполнялся путем непосредственного плакирования зоны ремонта
прямоугольной усиливающей накладкой из алюминия АДОМ размером
150 х 85 мм и толщиной 3,2 мм с использованием протекторной пластины
толщиной 3,0 мм. Плакирование осуществлялось в потолочном положении.
Для этого была изготовлена рельефная прямоугольная опора и на ней по-
мещен аналогичный груз массой около 800 кг, после чего было произведе-
но плакирование взрывом зоны утонения. Полученные положительные ре-
зультаты не разрушающе го контроля подтвердили возможность использо-
вания обечайки по назначению,

В течение 1988 г. был выполнен специальный комплекс работ по пла-
кированию взрывом ремонтных соединений на образцах-имитаторах и об-
разцах-свидетелях в целях подтверждения работоспособности отремонти-
рованных ранее (в сентябре 1986 г. и июле 1987 г.) днищ топливных баков
ракетоносителя «Энергия». Окончательным подтверждением их работоспо-
собности стал успешный запуск УРКТС «Энергия—Буран», который со-
стоялся 15 ноября 1988 г., за что ИЭС вручено удостоверение участника
пуска (рис. 3.117, а).

В 1994 г. по заказу фирмы «Аего5раНа1е» (Франция) были выполне-
ны научно-исследовательские работы, подтверждающие технологию СВ, на
натурных образцах полотна оболочки ракетоносителя «Апапе-5» (рис. 3.117,
б). Были предоставлены образцы гладкого сферического дниша топливно-
го бака из алюминиевого сплава 2219 (аналог 1201 АТ) размером 250 х
х 250 мм и 500 х 500 мм, толщиной 1,6 и 2,2 мм, а также плакирующие
пластины из алюминия 1013 (аналог АДОМ) толщиной 3,2 и 4,5 мм. Была
поставлена задача ремонта сквозного повреждения в днище бака в виде
отверстия диаметром 60 мм. Образцы разделены заказчиком на две равные
части, из которых первая была использована для проведения полного ком-
плекса исследований и испытаний в ИЭС, а вторая — направлена заказчи-
ку для проведения собственных исследований и испытаний. В итоге выпо-
лненных работ в обоих случаях получены положительные и сопоставимые
результаты, и разработанная технология СВ рекомендована для использо-
вания в случае необходимости также и на фирме «Аего8раба1е».

Таким образом, разработанная ремонтная технология СВ прошла убе-
дительную апробацию как на образцах-имитаторах и образцах-свидетелях,
в том числе французской фирмы «Аего8раЙа1е», так и при восстановлении
натурных узлов и агрегатов ракетоносителя «Энергия», что позволило ре-
комендовать ее для применения при производстве и ремонте летательных
аппаратов авиационной и космической техники.

Трубчатые переходники медь—титан для рефрижераторов. Совмещение
операций сварки с одновременной штамповкой при обработке металлов
взрывом (СВШ) является еще одним эффективным путем повышения ра-
ционального расхода энергии заряда ВВ. В опубликованных работах по
этому вопросу, преимущественно ВолгГТУ, представлены основные сведе-
ния об особенностях реализации комбинированного процесса сварки и
штамповки и разработана методика расчета оптимальных параметров,
ответственных как за формирование соединений, так и за штамповку, пре-
имущественно, криволинейных биметаллических заготовок в виде части
цилиндра или им подобных. Рассмотрим результаты исследований возмо-
жности получения с помощью аналогичного технологического приема тру-
бчатых переходников медь—титан переменного сечения, удовлетворяющих
следующим техническим требованиям:

•	свариваемые медная трубка диаметром 50x2 мм, длиной 50 мм и
титановая трубка диаметром 20 х 2 мм, длиной 20 мм;

•	соединение медной и титановой трубок должно быть внахлест, при-
чем длина нахлеста не должна превышать 10 мм;

•	соединение переходника должно быть термостойким к последующей
дуговой сварке, а также выдерживать давление при испытаниях до 1,5 МПа.

С учетом перечисленных технических требований ставилась задача
разработать такую технологию СВШ, в соответствии с которой энергия
строго дозированного заряда ВВ будет распределяться последовательно на
сварку титановой и медной трубок и штамповку (развальцовку) последней
в матрице с требуемой конечной конфигурацией переходника. Предвари-
тельные эксперименты показали, что осуществить развальцовку медной
трубки с почти 2,5-кратным увеличением наружного диаметра без разру-
шения стенки трубки невозможно. Положительные результаты удалось
получить путем предварительной механической формовки медной трубки
Рис. 3.118. Сборки с матрицами (а) и готовые трубчатые переходники переменного сече-
ния медь—титан (6), подготовленные для проведения испытаний и отправки в Республику
Корея

с определенным конусом развальцовки и последующей штамповки взры-
вом внутренним стержневым зарядом ВВ и водой как передающей средой.

Расчетно-экспериментальным методом определены основные геомет-
рические параметры выполнения нахлестки с конусной проточкой и углом
конуса предварительной развальцовки медной трубки. Установлено, что
для обеспечения качественной сварки достаточно использовать стандарт-
ный ДШУ, имеющий навеску примерно 30 г/м, а для реализации полно-
размерной штамповки необходим столб воды над медной трубкой высотой
приблизительно 40 мм.

В качестве материала матрицы была использована сталь 45. Для увели-
чения долговечности матрицы целесообразно использовать втулки из вы-
сокопрочной стали в месте расположения зоны нахлеста свариваемых тру-
бок. После примерно пяти с варок-штамповок втулки заменяются. Прове-
дены металлографические исследования и ультразвуковой контроль зоны
соединения медной и титановой трубок. Установлено, что при исходной
ширине углового зазора (проточки) приблизительно 10 мм ширина зоны
соединения находится в пределах 7...8 мм, а ее средняя площадь равна
примерно 5,0 см2. При расчетной массе В В 2,1 г его удельный расход сос-
тавил 0,42 г/см2 (в расчете не учитывалась масса ВВ, расходуемая на ини-
циирование стержневого заряда ВВ), что свидетельствует о достаточно вы-
сокой эффективности (на уровне рассмотренной выше СВУВ) разработан-
ной технологии СВШ. Граница соединения имеет регулярный волновой
профиль и не содержит дефектов.

Проведены измерения температурных полей, возникающих при последу-
ющей аргонодуговой сварке переходника с одноименными трубками из меди
и титана. Установлено, что максимальная температура зоны соединения при
последующей дуговой сварке не поднимается выше 350 °С и продолжитель-
ность разогрева до этой температуры не превышает 6...7 мин. Проведенные
металлографические исследования не выявили отрицательного влияния по-
слесварочного нагрева на качество взрывосварного соединения.

На рис. 3.118 показана опытная партия сборок вместе с матрицами и
конечная продукция изготовленных по разработанной технологии СВШ
переходников переменного сечения медь—титан.

Мишенн-катоды медь + серебро для напыления стекол. Основная при-
чина неудовлетворительной теплоизоляции оконных стекол состоит в их
Рис. 3.119. Сборка для
длинномерного плакиро-
вания непосредственно пе-
ред взрывом (а) и полу-
ченная в результате би-
металлическая мишень-ка-
тод медь—серебро (б)

способности передавать не только видимое, но и невидимое ультракрасное
солнечное излучение. Чтобы придать оконному стеклу свойства фильтра,
препятствующего пропусканию ультракрасного излучения, на поверхность
стекла наносится тонкий слой металла, например серебра, который отра-
жает указанное излучение. Нанесение металлов или полупроводников на
стекла осуществляется методом магнетронного напыления в вакуумной
камере. Для осуществления напыления необходимо использование специ-
альных мишеней-катодов на основе биметалла медь—серебро, в котором
основание из меди служит охладителем, а плакирующий слой серебра —
распылителем в этой камере.

Биметаллическая мишень-катод медь—серебро магнетрона представ-
ляет собою полосу длиной приблизительно 2 м и шириной 100 мм. Тол-
щина плакирующего слоя серебра находится в пределах 4...5 мм, а толщи-
на основы из меди равна не меньше 10 мм. Процесс СВ является практи-
чески единственно возможным методом изготовления такого типа биме-
таллических мишеней-катодов.

Были проведены исследования и разработана технология длинномер-
ного узкополосного плакирования взрывом основы из меди плакирующим
слоем из серебра (оба свариваемых материала технической чистоты). На
рис. 3.119 показаны сборка свариваемых полос с зарядом ВВ и полученная
в результате биметаллическая мишень-катод длиной около 2 м. Мишень
сфотографирована на стекле с нанесенным с ее помощью покрытием из
серебра толщиной 140 А,

В задачу исследований входило решение вопросов обеспечения высокой
надежности детонации длинномерного заряда ВВ, устранения неприваров

Рис. 3.120. Общие виды матрицы с контактными подвесками, плаки-
рованными взрывом слоем меди в зоне контакта с медной шиной-
штангой (о), и цеха электролиза катодной меди (6)
по периметру плакирующего слоя и предотвращения остаточной деформа-
ции (прогиба) изделия после плакирования. Проведенные на образцах-сви-
детелях металлографические исследования и механические испытания сви-
детельствуют о высоком качестве полученного соединения серебра с медью.

Биметаллическая мишень-катод успешно прошла испытания на техно-
логической линии по магнетронному напылению серебра на стекла, разра-
ботанной, изготовленной и эксплуатируемой предприятием «Технолуч»
ИЭС. Линия позволяет наносить на стекла до семи слоев теплоизоляцион-
ного покрытия. Размер выпускаемых стекол с напылением составляет
1600 х 2400 мм и 2500 х 3600 мм. В соответствии с разработанной техноло-
гией плакирования взрывом возможно изготовление и поставка по отдель-
ным заказам аналогичных мишеней-катодов на основе биметаллов медь—
олово и медь—титан, а также других сочетаний металлов.

Подвески контактные нержавеющая сталь + медь для электролизеров.
Не так давно впервые в Украине компанией Панком-Юн (г. Одесса) с
участием ИЭС организовано производство по электролизу катодной меди
сверхвысокой чистоты. Для этого потребовалось изготовить с помощью
СВ партию биметаллических контактных подвесок, представляющих со-
бою пластину из нержавеющей стали размером 300 х ПО х 3,0 мм, плакиро-
ванную по центру пластиной меди размером ПО х 100 х 1,5 мм, которую
затем изгибают плакирующим слоем вовнутрь с образованием П-образно-
го профиля. Подвески приваривают плавлением к матрице из нержавею-
щей стали размером 1600 х 900 х 3,0 мм и, пропуская через них медную
шину-штангу сечением 22 х 22 мм (рис. 3.120, л), матрицу опускают в ван-
ну электролизера (рис. 3.120, б), подвешивая ее на медной шине-штанге.
Наличие в подвеске плакирующего слоя меди обеспечивает надежный эле-
ктрический контакт между медной шиной-штангой и матрицей, на кото-
рую и осаждается чистая медь.

Получение с помошью СВ прочного и электропроводного соединения
меди с нержавеющей сталью, в принципе, трудностей не вызывает. В дан-
ном случае была разработана так называемая кассетная технология плаки-
рования взрывом, согласно которой за один подрыв можно было получить
от 5 до 10 биметаллических заготовок подвесок. Опыт более чем двух лет
эксплуатации подвесок в неблагоприятных для электрических контактных
соединений условиях воздействия паров электролита показал, что зона их
контакта с медной шиной-штангой не нагревается выше 40...50 °С, что
свидетельствует об отсутствии значительного электросопротивления и па-
дения напряжения на границе соединения плакирующего слоя меди с не-
ржавеющей сталью. В перспективе планируется переход на матрицы из
титана и изготовление в связи с этим биметаллических подвесок на основе
биметалла титан—медь.

Дефекты при сварке взрывом. Получение при СВ соединений стабиль-
ного качества по всей поверхности, особенно крупногабаритных изделий,
является достаточно сложной технологической задачей. Это объясняется, с
одной стороны, широкой номенклатурой получаемых СВ биметаллов раз-
личного назначения, а с другой — большим количеством факторов, влия-
ющих на структуру и свойства соединений разнородных металлов и сплавов.
Многообразие требований к качеству соединений и воздействующих
факторов обусловливает необходимость их систематического изучения для
выявления закономерностей получения требуемых свойств сварного сое-
динения и биметалла в целом.

Опыт СВ и анализ опубликованных данных показывают, что качество
соединения, полученного СВ, может быть оценено следующими основны-
ми критериями: сплошностью сварки, прочностью сварного соединения,
структурой зоны соединения, уровнем деформации изделия, наличием де-
фектов (трещин, неприваров, свищей и др.). На эти критерии качества
влияют следующие параметры процесса: схема СВ, параметры энергоноси-
теля, свойства свариваемых материалов, подготовка свариваемых поверх-
ностей, опора и внешние факторы окружающей среды.

Классификация критериев качества сварки и параметров процесса по-
казала многообразие и сложные зависимости их взаимного влияния. Уста-
новление аналитической зависимости качества соединения от основных
параметров процесса в настоящее время не представляется возможным.
Высокая скорость образования соединения, наличие ударной волны затруд-
няют непосредственное наблюдение за процессом его образования.

Сплошность соединения оценивается отношением площади качествен-
ного соединения ко всей площади изделия; контролируется для большин-
ства пар металлов ультразвуковой дефектоскопией.

Поэтому при разработке практических технологий проводится боль-
шой объем трудоемких экспериментальных работ, в ходе которых в пер-
вую очередь выявляются характерные дефекты и изучаются причины их
появления. Анализ результатов внедрения СВ крупногабаритных изделий
позволил выявить пять групп основных дефектов (рис. 3.121), каждая из
которых в свою очередь разделяется на подгруппы по расположению де-
фекта и причине его появления. Наиболее распространенными дефектами
при СВ, особенно при серийном производстве работ, являются неприва-
ры, которые для большинства пар металлов определяются ультразвуковой
дефектоскопией.
Прочность соединения определяется испытаниями на срез или отрыв
плакирующего слоя.

Структура зоны соединения характеризуется параметрами волнового
соединения, наличием расплава, рыхлостей, пор, микротрещин, неметал-
лических включений, микротвердостью и субмикроструктурой; контроли-
руется металлографическими исследованиями, рентгеноструктурным и
спектральным анализом, магнитной дефектоскопией и др.

Уровень деформации изделия определяется прогибом и удлинением.

Дефекты плакированного изделия — это трещины, свищи, отколы, разрушения.

Таблица 3.13. Причины появления дефектов и меры по их устранению

Дефекты при сварке взрывом	Причины появления дефектов	Меры по предупреждению или уменьшению дефектов
Непривар в начальной зоне при инициирова- нии заряда с края	Отсутствие косого соуда- рения  Угол соударения у0 мень- ше критического у0  Скорость метания Уо ме- ньше критической Недостаточные нависания заряда и плакирующего листа  Недостаточный зазор ме- жду нависаниями плаки- рующего листа и опорой	Предварительно создать угол путем отгиба плакирующего листа Установить боевик из В В со скоро- стью детонации большей, чем у ос- новного заряда. Выполнить уступ или риску высотой или глубиной порядка амплитуды волны Установить боевик в заряд на рас- стоянии / = 2,56^/)/от края Увеличить нависания  Увеличить зазор путем создания углубления в опоре
Непривар на началь- ном участке разгона при инициировании за- ряда из центра	Отсутствие косого соуда- рения	Выполнить выемку в метаемом лис- те. Установить боевик из ВВ со ско- ростью детонации большей, чем у основного заряда. Обеспечить плот- ный контакт боевика с поверхнос- тью метаемой пластины. Установить в сварочный зазор в месте иниции- рования призму из мягкого металла
Трещины и поры в литых включениях	Наличие органических за- грязнений (масло) на сва- риваемых поверхностях «Жесткий» режим сварки  Влияние масштабного фак- тора при плакировании раз- витых поверхностей	Провести обезжиривание поверхнос- тей моющим раствором или раствори- телем, или подогревом до 150...200 "С Уменьшить заряд и скорость дето- нации ВВ  Точку инициирования заряда рас- положить в его центре. Произвести вакуумирование зазора
Трещины типа «елоч- ка*	Высокая скорость детона- ции заряда ВВ  Низкая температура ме- талла	Соблюдение критерия Ук < с.  Подогрев изделия перед взрывом до температуры не ниже 20 ’С
Окончание табл. 3.13

Дефекты при сварке взрывом	Причины появления дефектов	Меры по предупреждению или уменьшению дефектов
« Задержан ое» разру- шение	Склонность сталей с высо- ким содержанием марганца к образованию мартенсита де- формации (стали 10Х14АГ15, 1ОХ14АП2М и т.п.) Наличие дефектов в зоне соединения (литые включе- ния). Высокий уровень ос- таточных напряжений	Подогрев изделия перед взрывом до температуры 150...200 'С и немед- ленный заинкубационный период, его отжиг после сварки взрывом  Предварительное плакирование ста- ли, склонной к образованию тре- щин, слоем стали, нс склонной к их появлению, толщиной большей, чем упрочненная зона
Сдвиговые трещины	«Жесткий» режим сварки	Снизить скорость точки контакта за счет снижения скорости детонации или предварительного создания уг- ла между метаемой и основной пла- стинами
Краевые непривары	Влияние бокового разлета продуктов взрыва заряда Влияние деформации кромок и течения металла в сторону свободных поверхностей	Выполнить свесы заряда из условия 4 = 50	1  Установить технологические план- ки толщиной 0,5... 1,0 б]
Непривары, связан- ные с нарушением режима сварки	Отсутствие сварочного зазо- ра  Наличие поверхностных за- грязнений (воды, масла, ока- лины и др.)  Нарушение гомогенности смесевого заряда ВВ  Искривление фронта дето- нации	Проводить проверку зазора перед установкой детонатора  Производить зачистку и промывку поверхностей или их подогрев до температуры свыше 100 “С Увеличить влажность ВВ до 1 % Производить его перемешивание не- посредственно на плакирующем ли- сте при раскладке заряда Обеспечивать гомогенность заряда

Примечание. Приведены следующие обозначения: у — динамический угол соударения; —
скорость соударения; б0 — высота заряда ВВ; — скорость детонации ВВ боевика заряда: О — ско-
рость детонации основного заряда; И* — скорость точки контакта; /б — боковое нависание заряда
6) — толщина метаемой пластины, где с, — поперечная скорость звука.

В табл. 3.13 приведены наиболее часто встречающиеся непривары и
предложены меры по их предупреждению, а также рассмотрены причины
появления внутренних трещин, которые трудно выявляются методами
неразрушаюшего контроля и обнаруживаются только при металлографи-
ческом исследовании зоны соединения. В таблице не рассматривается слу-
чай, когда толщина метаемой пластины больше основной.

Данная таблица составлена с использованием накопленного опыта пс
СВ, анализа опубликованных отечественных и зарубежных работ. Ее ис-
пользование на практике зачастую позволяет предупредить образование
наиболее распространенных дефектов.
РЕЗКА МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ

4.1.	ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ

В основе технологии резки взрывом (РВ) лежит явление
кумуляции (в специальной литературе его иногда назы-
вают эффектом Монро) — пространственной концентра-
ции энергии, выделяемой при детонации заряда ВВ. Рез-
ка взрывом относится к так называемым контактным
взрывным операциям, в которых заряд ВВ находится в
непосредственном контакте с заготовкой или отделен от
нее амортизирующей прослойкой инертного материала.
При детонации ВВ давление у контактной поверхности
достигает нескольких десятков тысяч килопаскалей, при-
чем контактное давление изменяется в широких преде-
лах, в зависимости от типа ВВ и от свойств материала, с
которым ВВ находится в контакте.

Возможность создания чрезвычайно высокого давле-
ния широко используется в промышленных операциях об-
работки металлов. Например, при прессовании изделий из
порошков давление используется непосредственно, при
резке металлов взрывом профилированных зарядов — ко-
свенно. При резке взрывом профилированного заряда вы-
сокое давление используется для образования высокоско-
ростной струи, удар которой режет металл. К типичным
промышленным контактным операциям относятся резка
металлов, гравирование и чеканка, регулируемое упрочне-
ние, сварка, прессование, синтез материалов и др.

Воздействие заряда, детонирующего в непосредствен-
ном контакте с телом, часто сопровождается необычны-
ми явлениями. В частности, можно ожидать возникнове-
ния интенсивной пластической деформации, дисторсии,
деформационного упрочнения, разрушения и даже мест-
ных фазовых превращений в структуре материала [6, 7].
Многие из них влияют на характер поведения тела и на
локализацию воздействия. В зависимости от геометрии
системы такие эффекты можно сосредоточить в очень
малой области тела, тогда как в остальной его части ме-
талл будет вести себя обычным образом. Некоторые про-
мышленные приложения контактных взрывов рассчитаны на подобные
специфические особенности и их успешно используют. В других случаях
понимание динамики этих особых процессов необходимо для создания
предохраняющих или компенсирующих устройств в системе.

Использование ВВ для резки металлов в зависимости от динамики
процесса резания можно подразделить на три категории: резка контакт-
ным зарядом, резка взрывным возбуждением волн напряжения и профи-
лированными зарядами. Все они применяются в металлообрабатывающей
промышленности. Однако каждая категория особенно удобна только для
резки определенного типа, а выбор вида операции определяется наиболее
целесообразной технологией.

Для резки металла контактным взрывом заряд ВВ детонируют в непо-
средственном соприкосновении с деталью. Режущее действие сводится к
сдвигу, который возникает под действием высокого давления на поверх-
ности раздела между металлом и ВВ. Этот метод относится к самым ста-
рым и наиболее широко распространенным способам РВ.

При резке металлов волнами напряжения сравнительно небольшой за-
ряд В В помещают в контакте с деталью. При детонации ВВ в металличес-
ком теле возникают волны напряжения, распространение которых поддает-
ся теоретическому анализу. Процесс резки в этом случае есть следствием
взаимодействия волн напряжений в определенных местах детали, которые
можно определить заранее. Эта наиболее современная технология резки
металлов требует понимания процесса распространения волн напряжений
и их воздействия на металл, а в каждом конкретном случае необходим на-
длежащий расчет системы металл—ВВ. Технология резки волнами напря-
жения используется в настоящее время в специальных взрывных установ-
ках, например в безосколочных разрывных болтах.

Металлы можно также резать взрывом профилированного заряда ВВ с
металлической облицовкой, который располагают на небольшом расстоя-
нии от металлической детали. Режущее действие вызывается высокоско-
ростным ударом металлических частичек струи от профилированного за-
ряда. В зависимости от геометрии заряда образуются либо круглые отверс-
тия, либо линейные разрезы. Эта технология была разработана примени-
тельно к нуждам военной техники в годы Второй мировой войны, а ее ис-
пользование в промышленных целях все еще довольно ограничено.

Резка контактными зарядами. Основные сведения о разрушении и
резке объектов контактными зарядами ВВ носят главным образом эм-
пирический характер. Они были накоплены в результате исследований
военного назначения. Подобная информация многие годы используется
военными организациями для разрушения военных объектов и в операци-
ях по подъему затонувших судов. Эти операции уже много лет используют-
ся ограниченно и в гражданской промышленности для утилизации метал-
ла, когда заряды ВВ применяются для резки больших металлических объек-
тов, и, по-видимому, в меньших масштабах найдут приложение и в других
отраслях обработки металлов, поскольку применение зарядов ВВ в метал-
лообрабатывающей промышленности становится все более обычной прак-
тикой.
Массу заряда ВВ, необходимого для резки большей части конструк-
ционных элементов, труб, плит и т. п., можно определить по уравнениям,
приведенным в справочной литературе. По многим из этих уравнений
можно найти необходимую массу тринитротолуола (ТНТ). Если исполь-
зуется какое-нибудь другое ВВ, то найденную по одному из этих уравне-
ний массу изменяют с учетом так называемого тротилового эквивалента
этого ВВ.

В операциях взрывной резки заряд ВВ помещают в непосредственном
контакте с разрезаемым металлом, так как любая прослойка воздуха или
воды между зарядом и металлом ослабляет режущее действие. Заряды кре-
пят к разрезаемой детали шнуром, лентой, холщевой полоской или иным
способом и обычно взрывают стандартным детонатором или совокупнос-
тью детонатора с огневой цепью.

Используются как одиночные, так и двойные заряды. Чтобы разрезать
деталь из тонкого стального листа, заряд обычно располагают с одной
стороны объекта вдоль линии реза. При необходимости количество ВВ,
нужное для резки, определяют эмпирически.

Для разрушения швов надо брать линейные заряды. В случае, напри-
мер, сварного соединения заряд располагают вдоль щва так, чтобы срезать
саму плиту, а не область сварки, которая при соединении внахлестку мо-
жет быть толще и прочнее самой плиты. При заклепочном соединении
заряд располагают вдоль щва, чтобы при взрыве он срезйл головки закле-
пок и прогибйл полосу.

Резка волнами напряжения. При детонации заряда ВВ, находящегося в
контакте с металлическим телом, большая доля энергии детонирующего
ВВ переходит в металл и проявляется в форме импульса напряжения вы-
сокой интенсивности, который распространяется по металлу с конечной
скоростью. В зависимости от того, каким образом используется энергия
этих волн напряжения в системе, они могут быть полезными или вредны-
ми по отношению к операции взрывной обработки металла. Особенно ва-
жным следствием действия напряжений является разрушение путем отры-
ва в результате отражения и взаимодействия волн напряжения.

Природа волн напряжения, их поведение и воздействие широко осве-
щены в научных публикациях [6, 14, 15, 20, 21]. Характер поведения волн
напряжения хорошо поддается расчету, поэтому во многих системах ме-
талл—ВВ их можно использовать для резки металлов с такой степенью
точности и тщательности, которая недоступна в описанных выше методах.
При тщательном расчете системы разрезы можно произвести так, что при
этом практически не образуется даже маленьких осколков. С некоторыми
из наиболее существенных аспектов проблемы резки волнами напряжения
можно познакомиться в работах [3, 31, 49].

Резка профилированными зарядами. Профилированный заряд состоит
из ВВ с облицовкой и изготавливается в цилиндрической и линейной фор-
мах. В цилиндрическом профилированном заряде коническая металличес-
кая облицовка вставлена в цилиндрический заряд ВВ. Под действием де-
тонации ВВ облицовка схлопывается и образует остронаправленную
струю, зачастую состоящую из быстролетящих осколков. Подобная струя
Рис. 4.1. Кумулятивные заряды для резки, про-
изведенные фирмой «Дюпон де Немур»

способна вырезать глубокое от-
верстие малого диаметра. Ли-
нейный профилированный за-
ряд состоит из длинной метал-
лической облицовки, начинен-
ной зарядом ВВ, который обы-
чно взрывают с одного конца-
По мере распространения де-
тонации вдоль заряда металли-
ческая облицовка схлопывается

внутрь и выбрасывается в виде высокоскоростной линейной струи. Благо-
даря пробивающему действию струя режет металл под центральной лини-
ей заряда.

Основание профилированного заряда располагают на некотором фо-
кусном расстоянии от мишени, необходимом для обеспечения правильно-
го разрушения металлической облицовки и последующего формирования
струи с оптимальной режущей способностью. Эта величина зависит от
ширины или диаметра заряда. Для облицовки чаще всего используют медь,
латунь, алюминий и сталь. Стальные мишени эффективнее режет медная
облицовка.

Профилированные заряды с конической металлической облицовкой
способны пробивать глубокие отверстия малого диаметра. Заряды этого
типа широко используются в нефтяной промышленности для пробивания
отверстий в обсадных трубах и в окружающей породе, для пробивания летки
в доменных печах и бурения скважин при некоторых горных операциях.

Для сравнения заметим, что линейные профилированные заряды, спосо-
бные производить длинные разрезы, недостаточно доступны для гражданских
целей даже в настоящее время. Потребители подобных зарядов вынуждены в
большинстве случаев оформлять их изготовление как особый заказ. Однако
эта ситуация постепенно меняется. Некоторые фирмы изготавливают такие

заряды в широком ассортименте размеров,
что делает их доступными для гражданских
нужд. На рис. 4.1 показаны небольшие режу-
щие технические заряды [49] нескольких ти-
поразмеров с алюминиевой облицовкой дли-
ной до 20 см, производимые фирмой «Дюпон
де Немур» (США).

Существуют линейные профилированные
заряды двух основных типов: 1) длинные жес-
ткие заряды фиксированной формы; 2) гибкие
заряды, с которыми можно обращаться так
же, как с ДШ. Жесткий заряд применяется

Рис. 42. Способы изготовления линейных профили-
рованных зарядов простейшего устройства. Объясне-
ния в тексте

в
для производства длинных прямолинейных разрезов, гибкие заряды — для
вырезов из плит сложной конфигурации. Вполне возможно, что гибкий
тип режущих зарядов заменит в некоторых случаях газовую резку и ана-
логичные операции в отдельных промышленных приложениях.

Во многих случаях простой и недорогой линейный профилированный
заряд можно изготовить из легкодоступных материалов. Три таких способа
изготовления иллюстрирует рис. 4.2. В соответствии с первым способом
длинную тонкостенную медную трубку кладут на плиту вдоль намеченной
линии разреза. Верхнюю часть трубки покрывают тонким слоем пластиче-
ского ВВ. Все это устройство крепят к плите, после чего с одного конца
производится детонация. Полный диаметр трубки автоматически задает
рабочее расстояние от плиты до заряда. В качестве облицовки можно ис-
пользовать не только медную трубку. Пригодны для этой цели многие ме-
таллы. Даже тонкостенная стеклянная трубка дает очень хорошее режущее
действие. На рис. 4.2, б длинный тонкий металлический уголок облицован
слоем пластического ВВ. В этом случае, как правило, между пластинкой и
зарядом надо помещать прокладки, вырезанные из дерева, пластмассы или
других материалов. Удобно при этом следовать такому эмпирическому
правилу: высота прокладки должна быть примерно равна ширине полки
уголка. На рис. 4.2, в показано аналогичное устройство, в котором исполь-
зована длинная тонкая металлическая полоса, согнутая вдоль оси в виде
уголка с углом раствора около 80°; на наружной поверхности изогнутой
полосы примерно до середины высоты нанесен слой пластического ВВ.

4.2.	ИСТОРИЧЕСКАЯ СПРАВКА

Кумулятивный эффект возникает при использовании заря-
дов, имеющих на одном из концов кумулятивную выемку. Если такой заряд
инициировать с противоположного конца, то бризантный эффект в направ-
лении оси выемки оказывается значительно большим, чем при действии
обычных зарядов (рис. 4.3).

Экспериментально установлено, что если поверхность кумулятивной
выемки покрыть сравнительно тонкой металлической облицовкой, то про-
бивное действие кумулятивного заряда во много раз увеличится (рис. 4.3,
в). Повышенное местное действие зарядов с выемками известно более
100 лет. Однако долгое время на это обстоятельство не обращали долж-
ного внимания и не использовали кумулятивные заряды ни в военной, ни
в мирной технике.

Впервые эффект кумуляции был обнаружен в 18б4г. М.М. Бореско-
вым. Начало изучения явления кумуляции было положено М.Я. Сухарев-
ским, который в 1923—1926 гг. установил зависимость бронебойного дейс-
твия кумулятивных зарядов (без облицовки) от формы выемки и других
факторов.

Серьезные экспериментальные и теоретические исследования кумуля-
ции начали проводиться лишь в годы Второй мировой войны. Наиболее
выдающиеся работы в этой области принадлежат советским ученым [6,
7, 9]. М.А. Лаврентьев и Г.И. Покровский провели серьезные опытные и
Рис. 4,3. Действие зарядов по мягкой стали: монолит-
ного (а), кумулятивного без облицовки (б) и с обли-
цовкой (б)

теоретические исследования кумуляции и
использовали в первую очередь в боеприпа-
сах и подрывных средствах, предназначенных
для борьбы с танками и фортификационными
сооружениями. В 1945 г. М.А. Лаврентьев
разработал гидродинамическую теорию ку-
муляции [210], которая базировалась на пра-
вильных физических представлениях. В это
же время независимо от него американские
ученые Дж. Тэйлор, Д.А. Райхельбергер и др.
также разработали эту теорию [8, 301, 302].

Большой вклад в развитие теории кумуля-
ции был сделан Г.И. Покровским, Ф.А. Бау-
мом и К.П. Станюковичем.

Рассмотрим кумулятивный эффект в чис-

том виде, т. е. без металлической облицовки на поверхности выемки. При
применении обычных (не имеющих выемки) зарядов мы имеем дело иск-
лючительно с распространением расходящихся преимущественно по сфере
продуктов взрыва и УВ (табл. 4.1). Характерной особенностью такого дви-
жения является быстрое уменьшение основных параметров газа (давления,
скорости, плотности), главным образом вследствие распределения энергии
взрыва по мере движения ПД и УВ в непрерывно увеличивающемся объе-
ме сферы.

Наоборот, при движении сходящегося потока ПД или сходящихся УВ
происходит существенное возрастание параметров среды. Специфической
особенностью такого движения является резкое увеличение плотности
энергии газа, приводящее к значительному повышению местного разру-
шительного действия взрыва. Подобные движения реализуются при под-
рыве зарядов особой формы — кумулятивных.

Таким образом, кумулятив-
ный эффект состоит в том, что
он связан с существенным уп-
лотнением ПД, ростом давле-
ния в них, а также со значите-
льным увеличением плотности
энергии как в разлетающихся
ПД, так и в возникающих при
взрыве У В.

Классическим примером ку-
муляции может служить сфери-
ческая сходящаяся ударная или
детонационная волна. В центре
ее схождения может возник-
нуть давление порядка сотен ме-

Тоблица 4 1. Действие по броне обычного и
кумулятивного зарядов

Характеристика заряда	Преграда	Характер деформации преграды
Сплошной цилин- дрический  высота — 180 мм, диаметр — 65 мм  То же, с конической выемкой без обли- цовки  То же, выемка име- ет стальную обли- цовку, 8 = 2 мм	Бронеплита, 8 = 200 мм  То же  » »	Вмятина  Кратер глубиной 22 мм  Сквозная пробоина
гапаскалей. Такой вид кумуляции, в частности, можно осуществить путем
применения зарядов, имеющих форму полой сферы, при одновременном
инициировании взрыва по всей ее наружной поверхности (сферическая
кумуляция). Однако весь кумулятивный эффект в данном случае будет со-
средоточен внутри полости — в зоне, прилегающей к центру сферы. Это
вид чисто радиальной кумуляции, который может применяться на практи-
ке весьма ограниченно. Тем не менее он представляет большой научный
интерес, поскольку при его рассмотрении удается раскрыть общие зако-
номерности для кумулятивного эффекта в целом.

Наиболее важное для практики значение имеет направленная осевая
кумуляция. Этот вид кумуляции можно реализовать при подрыве зарядов,
имеющих выемку той или иной формы (полусфера, конус, парабола, ги-
пербола и т. п.). Осевая кумуляция обусловлена уплотнением ПД и уско-
ренным их движением вдоль оси выемки. Рассматриваемый вид кумуля-
ции в отличие от радиальной всегда связан с образованием и направлен-
ным движением так называемой кумулятивной струи.

4.3.	РАЗЛЕТ ПРОДУКТОВ ВЗРЫВА
С ПОВЕРХНОСТИ ЗАРЯДА

Для определения условий формирования кумулятивной
струи при осевой направленной кумуляции необходимо предварительно рас-
смотреть основные закономерности истечения ПД из полости кумулятивной
выемки, что в свою очередь сводится к разбору задачи об истечении ПД с
косого среза, т.е. к изучению детонации линейного заряда в случае, когда де-
тонационная волна подходит к поверхности заряда под некоторым углом.

Анализируя схему разлета поверхностного слоя заряда при косой де-
тонационной волне, можно утверждать, что основная часть энергии это-
го слоя излучается внутри достаточно малого угла у, зависящего от а
(рис. 4.4), где а — угол между фронтом детонационной волны и поверхно-
стью заряда, В среднем внутри угла 10° излучается более 70 % энергии по-
верхностного слоя: у = 15° при а = л/2, у - 10° при а = л/4.

Напомним, что при вычислении разлета ПД, исходя из решения Пранд-
тля—Майера, есть основания говорить лишь о разлете поверхностного
слоя ВВ. Разлет более глубоких слоев уже не будет подчиняться приведен-
ному закону; с увеличением толщины заряда толщина поверхностного
слоя, к которому применимо это решение, также увеличивается.

Как эксперименты, так и теория показывают, что поверхностный слой куму-
лятивного заряда несет основную часть энергии, идущей на разрушение преграды.

Рассмотрим процесс детонации удлиненного линейного заряда. Экс-
перименты Г.И. Покровского и М.М. Докучаева, в полном согласии с те-
орией, показали, что максимальное действие на преграду оказывают ПД,
разлетающиеся под углом 7... 14° к нормали, проведенной к поверхности
заряда. Поскольку основная часть энергии линейного заряда сконцентри-
рована внутри малого угла, то возможно геометрическое построение фрон-
тов разлетающихся ПД такого заряда, заданного любым уравнением, т. е.
заряда, имеющего вид любой произвольной кривой. И наоборот — возмо-
жно определение уравнения линейного заряда, который создает на задан-
ном расстоянии заданную поверхность фронта ПД.
Рис. 4.4. Схема разлета
ПД с косого среза

Большой интерес представляет линейный за-
ряд, имеющий П-образную форму (рис. 4.5). Если
такой заряд инициировать с одного из концов,
например в точке О, то произойдет следующее:
фронт ПД, идущий от линии ОА под углом у, и
фронт, идущий от линии АВ под тем же углом,
встречаются вдоль линии О'А; при этом ^ОАО' =

Я

= —+ у. Аналогично получим линию О'В для АВ и
4

ВС и, наконец, линию встречи О'Е для О А и ВС.
Очевидно, точка О’ имеет координаты

х- АВ соз2 (45° - X) = 0,5ЛЯ (1 + 5Ёп 2у),

у - ОА - 0,5/1 В соз 2у.

Если такой заряд поместить на металлическую
пластинку, то наибольшая деформация металла
будет наблюдаться именно вдоль линий О'А, О'В и
О'Е. Очевидно, что, измеряя углы ОАО', АВО' и

координаты точки О', с большой точностью можно определить угол у, а

В	и /	ч

также — = и>, поскольку зшу - — (в данной задаче у — угол Маха).
и	О

Пусть максимум действия ПД движется со скоростью и . Тогда при де-

тонации линейного заряда поверхность распространения максимумов будет
прямолинейной. Поскольку она является огибающей множества отдельных
волн, то угол ее наклона к поверхности заряда и будет углом Маха.

Необходимо заметить, что здесь й — скорость движения самого макси-

мума, которая в несколько раз меньше скорости частиц. Аналогичная карти-

на наблюдается при одномерном разлете газа,
истекающего из сосуда, когда скорость движе-

— С и
ния и - -я-, а максимальная скорость частиц
к

сн Зк - 1 - Зк - 1	. -

= -у--—Г = и-—что ПРИ к = 3 дает
к к +1 к +1

Очевидно, что весьма четкая и резкая
зона действия максимума дает возможность
фокусировать потоки ПД. Это реально при
следующих условиях. ПД, идущие от разных
точек детонирующей поверхности в точку
фокуса, должны сходиться одновременно;
следовательно, фронт сходящейся волны ПД
должен быть сферическим, а угол между
касательной к поверхности заряда и напра-
влением на фокус — постоянным.

Рис. 45. Геометрическое представ-
ление детонации линейного П-об-
разного заряда
Выведем уравнение такой кумулирую-
щей поверхности. Сначала рассмотрим плос-
кую задачу и выведем уравнение кумулиру-
ющей кривой, даюшей сходящуюся круговую
волну. Начало координат поместим в фокусе
этой кривой. Пусть детонация начинается в
некоторой точке О (рис, 4.6). Тогда по прин-
ципу таутохронизма (принцип Ферма) имеем

ОА АЕ	ОЕ

------— =	= СОП81,
Л	и	и

Отсюда для длины дуги ОА следует вы-

ражение

<р I /	\2

ОА - [ . г2 + — ф =
./а»

= (0Г - АГ')-^ = Ег. - г),
и и

Рис. 4.6. Геометрическое пред-
ставление уравнения кумулиру-
ющей поверхности

(4.1)

где и — скорость движения максимума действия. Дифференцируя выра-
жение (4.1) по ф, получаем

— = фАку-1.	(4.2)

г X и

Решая уравнение (4.2), находим

г - гй ехр(ф + 0,5я)(Р2й'2 -1)-0,3.	(4.3)

Таким образом, получено уравнение логарифмической спирали. Обра-
зуя поверхность вращения (ось вращения ОЕ), получаем кумулирующую
поверхность, дающую сходящуюся сферическую волну. Как известно, ло-
гарифмическая спираль удовлетворяет условию: угол между касательной в
любой точке А и ради усом-вектором есть величина постоянная. Из пост-
роения видно, что этот угол равен 90° - у и что 90° - у = 180° - (а + ф), где
а — угол наклона касательной. Отсюда у = а - 90° + ф. Поскольку

— -18 Ф	г>

(90° - а) = с1$ а = ~----= 16 (агс!§--ф) = 1ёН<Р + У)1,

-<8Ф + 1	Г

Г

. Е	.	Е 1

то агс!§ — = —л, но, как установлено, — = —.	поэтому

г	Г	/—-1

V и

1	. й	.. ..

(6 а =   и мп у = —.	(4.4)

1—-1

V и

Таким образом, основное соотношение для прямолинейного заряда
справедливо и в рассматриваемом случае. Логарифмическая спираль — един-
ственная кривая, которая при фокусировании ПД обладает одновременно
свойством таутохронизма и свойством с каждого элемента своей поверх-
ности направлять ПД в фокус точно, с одними и теми же параметрами и
под одним и тем же углом. Эксперименты с ДШ хорошо совпадают с тео-

рией. Для ДШ = 0,2, у = 14°. Максимальная деформация пластинки, на
которой лежит спираль, сделанная из ДШ, происходит, с точностью до
нескольких процентов, в теоретическом фокусе спирали.

Объемный заряд, образованный вращением логарифмической спирали
около оси ОР и дающий сходящуюся волну ПД, представляет большой
принципиальный интерес, так как при достаточно больших размерах та-
кого заряда в его фокусе будет создано весьма высокое давление (до сотни
мегапаскалей). Начальное же среднее давление ПД равно 10 МПа.

Поверхность, образованная вращением логарифмической спирали, будет
кумулятивной поверхностью заряда, обеспечивающей одновременное фоку-
сирование ПД лишь в том случае, когда детонатор будет находиться вблизи
точки О. Если слой ВВ между детонатором и кумулятивной поверхностью (в
точке О) имеет достаточно большую толщину, то рассматриваемая форма ку-
мулятивной поверхности уже не будет обладать указанным свойством, поско-
льку она не будет больше удовлетворять одновременно таутохронизму и исте-
чению ПД под заданным углом к поверхности заряда (при заданном угле ме-
жду фронтом детонационной волны и поверхностью). Срезая часть заряда,
образованного вращением логарифмической спирали (например, по плоскос-
ти УЛ), получаем реальный кумулятивный заряд, способный обеспечить ве-
сьма высокое давление в зоне схождения элементарных струй. Однако про-
бивная способность подобного заряда будет невелика; это объясняется тем,
что при его детонации нормальная кумулятивная струя осевого действия не
образуется. Более подробно этот вопрос рассмотрен ниже.

Создание законченной теории детонации незамкнутого кумулятивного
заряда, обеспечивающего направленную осевую кумуляцию, представляет
значительно большие трудности, чем теория замкнутого заряда, поскольку
истечение ПД будет обладать уже не центральной (точечной) симметрией,
а осевой, что увеличивает количество независимых переменных задачи на
единицу. Однако на основании общих закономерностей детонационных и
ударно-волновых явлений возможно сделать полезные качественные вы-
воды относительно природы и процесса формирования кумулятивной
струи и произвести некоторые приближенные подсчеты ее параметров.

Процесс формирования кумулятивной струи. Считается установленным,
что основная часть энергии ПД, прилегающих к границе взорванного за-
ряда, излучается внутри малого угла, биссектриса которого составляет угол
у с нормалью к поверхности заряда (см. рис. 4.4—4.6). Отсюда следует, что
при истечении через поверхность кумулятивной выемки ПД будут откло-
няться от своей первоначальной траектории так, что максимум действия
будет иметь направление, почти перпендикулярное к этой поверхности.
Произойдет своеобразное преломление ПД и возникающего впереди них
фронта УВ, В результате такого движения элементарных струй будет обра-
зован поток ПД, сходящийся вдоль оси кумулятивной выемки и обладаю-
щий повышенной плотностью и скоростью по сравнению с ПД, которые
Рис. 4.7. Схемы формирования
кумулятивного газового потока
(о) и определения активной час-
ти цилиндрического кумулятив-
ного заряда (б):

г0 — калибр заряда; Л — глубина
кумулятивной выемки

Детонатор

а

Кумулятивный
газовый поток

кумулятивная
выемка

Заряд
до взрыва
Полусферическая

А

б

разлетаются в других на-
правлениях. Процесс фор-
мирования кумулятивной
струи схематически пока-
зан на рис. 4.7, а.

Отдельные элемента-
рные струи будут двигать-
ся нормально к поверхно-
сти выемки только вблизи
самой выемки. При даль-

нейшем движении струи будут выпрямляться в соответствии с общими за-
конами газовой динамики. На некотором расстоянии от основания выемки
произойдет наибольшее уплотнение кумулятивной струи. Это расстояние Г
и определяет место нахождения так называемого кумулятивного фокуса. На
расстоянии, превосходящем фокусное, кумулятивная струя быстро вырож-
дается вследствие радиального разлета сжатых до большого давления ПД.

Известно, что кумулятивный эффект проявляется достаточно отчетливо
лишь в непосредственной близости от заряда. С увеличением расстояния до
заряда кумулятивный эффект резко снижается и даже полностью исчезает. Из
этого можно заключить, что действие кумулятивного заряда обусловлено, глав-
ным образом, ударом потока ПД (кумулятивной струи), которые на близких
расстояниях от очага взрыва обладают значительно большей плотностью, чем
плотность воздуха в движущейся впереди них УВ. Даже при обычном истече-
нии ПД плотность воздуха во фронте УВ примерно в 20...30 раз меньше плот-
ности потока ПД. Разница в плотности воздуха и кумулятивного потока еще
более значительна. Таким образом, при исследовании явления кумуляции ос-
новное внимание уделяется рассмотрению движения продуктов взрыва, имен-
но той их части, которая, собственно, и образует кумулятивную струю. Вопросы,
связанные с движением УВ, имеют в данном случае второстепенное значение.

Объем активной части заряда уа определяется как объем той части за-
ряда (общий объем заряда — к0), которая движется в направлении кумуля-
тивной выемки (рис. 4.7, б). Для реальных зарядов обычно Л = 2г0, и сле-

довательно, ~ 9, т.е. масса активной части заряда будет составлять II %
массы всего заряда. Активная часть плоского (некумулятивного) заряда
определяется зависимостью

(4.4а)
и тогда минимальный объем подобного заряда принимает такой вид: у0 =
= 5/3 пг03. При й - 0 будем иметь = 5. Для цилиндрического незакруг-
ленного кумулятивного заряда оказываются справедливыми равенства
у0 = 2г03 и = 6. Анализируя полученные результаты, можно заклю-
чить, что минимальная высота заряда, при которой активная часть его до-
стигает предельного значения, для цилиндра находится по формуле //„р =
= 2г0 - Н, что для реальных кумулятивных зарядов с конусной выемкой без
оболочки примерно соответствует двум калибрам. При сокращении длины
заряда масса активной части уменьшается медленнее, чем масса всего за-
ряда. Это позволяет использовать заряды высотой Н < Нпр без заметного
ослабления кумулятивного эффекта. Исходя из изложенного определим
активную массу кумулятивного заряда:

тц = О,Зрого3.	(4.46)

Из выражения (4.46) следует, что с увеличением диаметра основания
кумулятивной выемки кумулятивный эффект должен существенно возрас-
тать, так как масса активной части пропорциональна кубу калибра. Изоб-
раженный на рис. 4.7, б заряд имеет минимально возможный объем, при
котором используется вся его активная часть.

Как показывают результаты экспериментов, максимальная скорость ку-
мулятивной струи (скорость ее головной части) для зарядов из высокобри-
зантных ВВ достигает 12...15 км/с. Фокусное расстояние зависит прежде
всего от формы выемки: чем меньше кривизна кумулирующей поверхности,
тем меньшее преломление претерпевают продукты взрыва при истечении
через эту поверхность и тем, соответственно, больше фокусное расстояние.

Можно задаться таким профилем выемки, при котором кумулятивный
фокус будет находиться на расстоянии, превосходящем зону непосредст-
венного действия продуктов взрыва. В этом частном случае кумулятивный
эффект будет обусловлен, главным образом, схождением УВ. Однако дейс-
твие подобных кумулятивных зарядов будет существенно уступать дейст-
вию нормального кумулятивного заряда.

Фокусное расстояние при заданном профиле выемки изменяется в за-
висимости от скорости детонации В В заряда. Разберем это положение на
примере заряда с полусферической выемкой. Если детонационная волна
подойдет ко всей поверхности полусферы одновременно, то кумулятивный
фокус будет находиться лишь немного дальше центра полусферы. Непол-
ное совпадение фокуса с центром полусферы объясняется тем, что при
осевой кумуляции элементарные струи по мере своего приближения к оси
заряда выпрямляются. Одновременный подход фронта ко всей поверхнос-
ти выемки, вероятно, возможен только при бесконечно большой скорости
детонации. Отсюда следует, что чем меньше скорость детонации ВВ заря-
да, тем, соответственно, больше фокусное расстояние. Это обстоятельство
является одной из причин существенного падения кумулятивного эффекта
при подрыве кумулятивных зарядов из мал о бризантных ВВ (аммониты и
т. п.). При заданном профиле выемки и свойствах ВВ заряда фокусное
расстояние может быть изменено путем введения внутрь заряда специально
подобранных линз из инертного
материала или другого ВВ, Та-
кие линзы позволяют управлять
процессом детонации, обеспечи-
вая, в частности, одновременный
подход детонационной волны к
поверхности выемки. Заряды с
линзами изображены на рис. 4.8.
В одном случае (рис. 4.8, а) ре-
гулировка времени подхода де-
тонационной волны к поверх-
ности выемки обеспечивается из-

Рнс. 48. Кумулятивные заряды с линзами раз-
личных форм

менением направления фронта детонации, в другом случае (рис. 4.8, б) —
линзой из ВВ с меньшей скоростью детонации.

4.4.	КУМУЛЯЦИЯ ЗАРЯДА

С МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ОБЛИЦОВКОЙ ВЫЕМКИ

Описанные в подразд. 4.3 результаты экспериментов можно
в основных чертах понять, используя гидродинамику несжимаемой жидкости
[211]. В основу анализа положено рассмотрение конического истечения жид-
кости, изображенного на рис. 4.9 [32]. Сходящийся конический поток образует

на оси два потока, растекающихся в противоположных направлениях вдоль
оси. Так как согласно закону Бернулли скорости втекающего и вытекающего

потоков равны, из закона сохранения импульса следует, что массы пу и тр в
обоих потоках относятся к общей массе втекающей жидкости как пу/т =
=ып2 0,5р и пу/т=соз2 0,50, где 0 — половина угла раствора конуса потока воды.

Такой процесс определяет скорость и массу струи и песта, образующих-
ся при соударении стенок облицовки кумулятивного заряда. Справедли-
вость применения описанной модели основана на том, что давление, воз-

никающее при детонации, намного превышает прочность металлов, но оно

не настолько велико, чтобы сжимаемость металлов могла играть существен-

ную роль. Течение соударяющейся облицовки (рис. 4.10) в точности соответ-
ствует модели, полученной при течении воды [32] (см. рис. 4.9). Однако ес-

ли в этой модели система находилась в покое, то в
случае детонирующего заряда она перемещается со
скоростью, пропорциональной скорости детонации
(имеется в виду скорость перемещения точки соуда-
рения элементов облицовки). Отсюда ясно, что ско-
рость струи равна сумме скоростей движения систе-
мы /еист и потока в этой системе

К= V = V

ГЛ 'х гсист,

Рис. 4 9. Жидкостная модель образования кумулятивной струи.
Сходящийся поток воды, вытекающий из конического сопла,
образует две соосные струи, движущиеся в противоположном
направлении
Рис. 410. Процесс образо-
вания кумулятивной струи:
а — стационарный (угол (р
вдоль образующей не изменя-
ется, Р = а + (р); 6 — неста-
ционарный (ф' < ф, Р > а + (р)

а скорость песта — разности

V = У - у
г р г $	г смет*

Если детонационная волна, распространяющаяся вдоль поверхности
конической облицовки с углом раствора 2а, сообщает всем ее элементам
одинаковую скорость Уо, которая соответствует углу перегиба (р, то, как
видно из рис. 4.10, а, эти элементы соударяются под углом р = а + <р. Про-
стой расчет приводит к выражениям

_ у соя 0,5а „ _ у 8ш0,5а

7	0 я1п0,5р ’ р 0 соя0,5р'

Однако если значение (р вдоль облицовки изменяется (реально Уо уме-
ньшается от вершины конуса к его основанию), то нужно иметь в виду,
что в процессе соударения облицовка обжимается под большим углом,
вследствие чего 0 > а + <р (рис. 4.10, б).

Общий случай нестационарного процесса описывается выражениями [302]

ку = к0

соя (а + 0,5<р - 0,5р)
со$0,5р

у ~ у 5*п (а + °>5<Р ~ в^Р)
р~ 0 ят0,5р

которые указывают на то, что при р = 0	-> «, пу = 0. Отсюда должнс

было бы следовать, что можно достичь бесконечно большой скорости
струи. В действительности, однако, это не происходит. Закон сохранение
импульса, согласно которому в потоке несжимаемой жидкости обязатель-
но должна образоваться струя, допускает в случае сжимаемого потока так-
же и течение без образования струи.

Это возможно лишь при подходящих условиях в скачке уплотнения
Необходимое для этого уплотнение тем меньше, чем меньше угол р. Так
как давление подпора при соударении возрастает пропорционально квад-
рату скорости облицовки, можно определить значение критического угла
ркр, зависящее от скорости Уо. Ниже предельного ее значения соударение
происходит без образования струи. При р > ркр образуется струя, поведе-
ние которой описывается гидродинамической теорией [14].

Теория соударения, не приводящего к образованию струи, до сих пор раз-
работана только для плоского случая. Получающиеся при этом значения р^
естественно, зависят от сжимаемости материала облицовки. Для каждого зна-
чения величины Уо имеется соответствующий угол рК]), возрастающий с ее
увеличением таким образом, что скорость струи при этом будет иметь верх-
ний предел значений, зависящий от сжимаемости материала облицовки. В
общем случае переход от соударения с образованием струи к соударению без
струи имеет место в том случае, когда точка соударения движется со скорос-
тью, превышающей скорость звука. Таким образом, верхний предел скорости
струи близок к удвоенной скорости звука материала облицовки. Этот предел
справедлив для конденсированных струй, способных производить поражение
преграды. При соответствующих условиях могут образовываться газообразные
струи, имеющие гораздо более высокую скорость, плотность которых, одна-
ко, настолько мала, что они могут наблюдаться лишь в вакууме. Максималь-
ная скорость таких струй возрастает с уменьшением атомной массы и, на-
пример, для бериллия составляет -90 км/с. Но сколько-нибудь заметного по-
ражающего действия такие газообразные струи не производят.

При наличии металлической облицовки на поверхности выемки наблю-
дается очень резкое усиление кумулятивного эффекта. Несмотря на это
обстоятельство, в данном случае сохраняются те физические особенности,
которые характерны для взрыва кумулятивного заряда без облицовки выемки.
Однако картина рассматриваемого явления при этом существенно меняется.

В результате экспериментальных и теоретических исследований было
установлено, что усиление кумулятивного эффекта при наличии облицов-
ки связано с весьма сильным и своеобразным перераспределением энер-
гии между продуктами взрыва и материалом металлической облицовки и
переходом части металла в кумулятивную струю. Основная часть энергии
активной части кумулятивного заряда «перекачивается» в металл облицов-
ки так, что оказывается сконцентрированной в его тонком слое, который
собственно и образует кумулятивную струю. Вследствие этого достигается
значительно большая плотность энергии в струе, чем при подрыве заряда
без облицовки выемки. Максимальное «уплотнение», определяемое отно-
шением диаметра выемки к диаметру струи, для заряда без облицовки сос-
тавляет 4...5. Для заряда с металлической облицовкой выемки «уплотне-
ние» значительно больше, так как диаметр кумулятивной струи сущест-
венно меньше, чем для зарядов без облицовки.

Всесторонними экспериментальными исследованиями методами мгно-
венной рентгенографии, искровой фотографии и т. п. удается установить
природу кумулятивной струи и механизм ее формирования. Особенно
плодотворен в исследовании явления кумуляции при наличии металличес-
кой облицовки метод импульсной рентгенографии.

Наиболее подробно процесс изучен на зарядах с полусферической и
конической облицовками выемок. Было установлено, что металлическая
облицовка под воздействием продуктов взрыва обжимается, в результате
чего ее элементы последовательно захлопываются с образованием тонкой
металлической струи, обладающей большой скоростью.

Общая картнна процесса деформирования металлической облицовки и
образования кумулятивной струи показана на серии рентгеновских сним-
Кумулятивная
выемка

/	2

Аге 411, Импульсные рентгеновские снимки процесса формирования кумулятивной струи:
/ — при обжатии полусферической оболочки (а — заряд до взрыва, б — через 6 мкс после взрыва,
в — через 8 мкс, г — через 12 мкс, д — через 24 мкс); 2 — кумулятивная медная струя, внедряю-
щаяся в мишень из сплава «электрон»

ков (рис. 4.11). На них зафиксирован процесс обжатия облицовки и дви-
жения струи во времени. При обработке опытных данных было выясне-
но, что максимальная скорость радиальной деформации стального конуса
с толщиной стенки 1...2 в зависимости от типа ВВ заряда составляет
1000...2500 м/с. В результате столь быстрого обжатия облицовка превраща-
ется в компактную монолитную массу — пест (рис. 4.12), что служит на-
чалом образования и последующего развития кумулятивной струи. При
обжатии каждого элемента облицовки толщина ее увеличивается, а энер-
гия в основном концентрируется в ее внутреннем слое. Струя образуется

Рис. 4.12. Кумуля-
тивный пест

исключительно за счет течения металла, прилегающего
к внутренней поверхности облицовки, что является след-
ствием быстрого соударения ее элементов в момент за-
хлопывания.

Масса металла, переходящего в кумулятивную струю,
в среднем составляет 6...20 % массы облицовки. Подтвер-
ждением того, что кумулятивная струя связана с течени-
ем металла, кроме приведенных результатов, могут слу-
жить следующие данные. Если на внутреннюю поверх-
ность стального конуса гальваническим путем нанести
слой меди толщиной 0,05 мм, то обнаружить в песте
какие-либо следы меди не удается. Если же слой меди
нанести на наружную поверхность конуса, то в песте
обнаруживаются полосы окисленной меди. При обсле-
довании песта вдоль его оси удается обнаружить узкий
канал, наличие которого свидетельствует о том, что внут-
ренние слои металла имеют резко повышенную скорость по сравнению с
наружными. О характере деформации металла облицовки в процессе ее
обжатия можно также судить по результатам металлографических исследо-
ваний пестов в сечениях, различно удаленных от оси.

В микроструктуре струи легко обнаруживаются ориентация и вы-
тягивание структурных составляющих в осевом направлении. Ориентация
и вытягивание увеличиваются по мере приближения соответствующих
слоев к оси.

Формирование и движение кумулятивной струи можно разбить на две
стадии. На эти стадии существенно влияют физико-механические харак-
теристики металла облицовки.

Первая стадия характеризует формирование струи в процессе обжатия
облицовки. В течение этого периода пест и струя составляют единое целое
(см. рис. 4.10, 4.11); однако их движение совершается с различной скорос-
тью: пест движется сравнительно медленно (со скоростью 500... 1000 м/с),
струя, наоборот, обладает весьма большой скоростью. Однако скорость эта
различна в различных частях вдоль струи; головная часть струи имеет наи-
большую скорость, а скорость хвостовой части близка к скорости песта. В
зависимости от формы и природы металла облицовки, свойств ВВ заряда
и других факторов скорость головной части струи может изменяться в
широких пределах. Например, для алюминиевой облицовки гиперболиче-
ской формы скорость головной части струи достигает приблизительно
11 000 м/с.

Некоторые данные по скорости головной части кумулятивной струи
приведены в табл. 4.2. Кумулятивные заряды во всех случаях изготовля-
лись из сплава тротила с гексогеном (Л = 7600 м/с).

Градиенты скорости вдоль кумулятивной струи были установлены
прямыми опытами, а именно, с помощью зеркальной развертки путем
последовательного отсечения отдельных элементов струи преградами
различной толщины. Этот метод впервые был разработан и применен в

Таблица 42. Скорость головной части стальной кумулятивной струи, в зависимости
от некоторых факторов

Размеры заряда, мм			Параметры выемки			Скорость головной части струи, м/с	
Диаметр	Высота	Толщина	Форма выемки	Диаметр основания, мм	Угол раствора конуса, град		
30	70	1	Полусфе- рическая	28	—	3000	6050*
30	70	1	Конус	27,2	60	6500	7650*
30	70	1	»	27,2	35	7300	8500*
30	70	1		27,2	27	7400	9000’
30	70	1	Гипербола	27,2	—	9500	—
42	85	4		37,2	—	7150	10 700*

Данные для зарядов с дюралюминиевой облицовкой толщиной I мм.
Фронт ударной
(баллистической)
волны

Заряд до
взрыва

Кумулятивиая
струя

Газообразные продукты
детонации

Рис, 4.13. Схема взрыва кумулятивного
заряда

1946 г. Ф.А. Баумом и Б.И. Шехте-
ром. В дальнейшем он широко при-
менялся для исследования процесса
кумуляции.

Вторая стадия. Через некоторое
время после обжатия облицовки
вследствие наличия градиентов ско-
ростей струя отрывается от песта.
Можно считать, что наиболее эффек-
тивное действие кумулятивного заря-
да достигается в том случае, когда
струя оторвется уже после прекраще-
ния подачи металла в нее из песта,
который до определенного момента
представляет собой своеобразный ре-

зервуар, поддерживающий питание струи. Это может происходить до тех
пор, пока инерционные силы, под действием которых происходит течение
металла, не будут уравновешены силами сцепления между частицами ме-
талла. С этой точки зрения высокая пластичность материала является по-
ложительным фактором, приобретающим особо важное значение для нор-

мального процесса обжатия
должно происходить хрупкое
случае оно резко уменьшает
соответственно, ослабляется

облицовки. В процессе деформирования не
разрушение облицовки, так как в противном
коэффициент перехода металла в струю, и.
ее пробивное действие. Взрывное обжатие

облицовок, изготовленных из пластичных материалов (медь, алюминий,
малоуглеродистая сталь и др.), на различных стадиях деформирования не
сопровождается их хрупким разрушением, в то время как облицовка, на-
пример, из закаленной стали при обжатии разрушается.

Очевидно, что условия отрыва струи от песта определяются градиен-
том скорости и физико-механическими характеристиками металла обли-
цовки, от которых зависит максимальное удлинение струи. На основании
изложенного можно заключить, что наиболее эффективное действие куму-
лятивной струи может быть обеспечено лишь при определенном сочета-
нии физико-механических свойств металла. Следует иметь в виду, чтс
свойства металла в условиях быстрых деформаций значительно отличают-
ся от его свойств, определяемых при обычных скоростях деформации. На-
пример, чугун, хрупкий в обычных условиях, при взрыве кумулятивного
заряда ведет себя как металл с относительно высокой пластичностью.

Условия формирования кумулятивной струи определяются микростру-
ктурой металла облицовки и способностью его структурных составляющих
к пластической деформации. Однако пластичность металла в условиях об-
жатия под действием взрыва ие определяется однозначно его стандартны-
ми характеристиками. Отмечена зависимость между способностью металла
к быстрому обжатию и типом кристаллической решетки. Наилучшее обжа-
тие наблюдается у облицовок из металлов с кубической решеткой (А1, Ее
Си); плохое — у металлов с гексагональной решеткой (Сд, Со, Ме). Наи-
лучшее пробивное действие достигается при использовании облицовок из
меди и железа.
Путем улавливания кумулятивной струи в некоторых неплотных сре-
дах и последующего металлографического анализа установлено, что в про-
цессе формирования струи не происходит плавление металла. Однако тем-
пература струи при этом может достигать 900...1000 °С.

Движение струи в воздухе сопровождается значительным окислением
металла, что связано с повышением температуры поверхностных слоев
струи за счет трения о воздух. В результате этого наблюдается интенсив-
ное свечение кумулятивной струи, особенно в том случае, когда облицов-
ка изготовлена из дюралюминия или алюминия. Это позволяет фотогра-
фировать движение струи в собственном свете с помощью развертки и по
фотографии определять скорость ее движения.

Кумулятивная струя сохраняет монолитность лишь на первых стадиях
движения. Вскоре под влиянием градиентов скоростей происходит ее дис-
пергирование на частицы. Картина разрушения струи может быть выявле-
на, в частности, посредством импульсной фотосъемки при экспозиции
порядка 10"8 с, которая достигается путем использования электрооптичес-
кого затвора, основанного на известном эффекте Керра.

Использование этого метода в сочетании с микросекундным рентге-
нографированием позволяет полностью воссоздавать картину взрыва ку-
мулятивного заряда, в том числе и при наличии металлической кумуляти-
вной выемки (см. рис. 4.11, рис. 4.13).

Развитые выше физические представления о явлении кумуляции при
наличии облицовки послужили основанием для его аналитического опи-
сания. Была использована классическая теория сходящихся струй.

4.5.	ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ СХОДЯЩИХСЯ СТРУЙ

Рассмотрим законы движения несжимаемой жидкости при
схождении двух одинаковых плоских струй (т.е. двумерную задачу). Известно,
что при схождении двух одинаковых (по скорости и расходу) струй под неко-
торым углом (см. рис. 4.9) образуются снова две струи, жидкость в которых
движется в противоположные стороны, в направлении биссектрисы угла схо-
ждения (рис. 4.14). Как следует из законов сохранения массы, количества
движения и энергии, скорости растекающихся струй равны между собой по

Рис. 414 Соударение плоских струй:

а — общая схема, 6 — точка пересечения струи с плоскостью движется вдоль нее, в — случай об-
разования одной струи после соударения
значению, но противоположны по знаку и соответствуют скоростям нача-
льных сходящихся струй. Массы жидкости, движущиеся в растекающихся
струях, различны. В струе, в которой направление движения жидкости со-
впадает с проекцией на ось х направления движения начальных струй,
масса жидкости больше, чем в струе противоположного направления. До-
кажем справедливость этих утверждений.

Очевидно, что рассматриваемая задача аналогична задаче о растекании
струи, ударяющейся под углом а об идеальную твердую поверхность, сов-
падающую с плоскостью хОг.

Пусть секундный расход жидкости в падающей струе есть т0, а ско-
рость жидкости в струе — ы0. Обозначая аналогично для струй, растекаю-
щихся направо и налево, через пц, т2, и}, и2 расходы и скорости жидкости
на основании законов сохранения массы, количества движения и энергии,
получаем следующие соотношения:

+ т2 = т, - т2иг =

т1и1 + т2и2 = соз а,

/и^2 + т2и^ =	.

Отсюда

Й| = й0 = -«з,

— = 0,5(1 - соз а) = 51П2 0,5а,	<4.5 г

/«о

— = 0,5(1 + соз а) ~ соз2 0,5а.	(4.6।

Здесь принято, что исходная струя течет справа налево и сверху вниз.
Поскольку плотность жидкости остается неизменной, то массы можн:

5)	. 2 л С $2

заменить поперечными сечениями струи; при этом — = зш 0,5а; — =
5о	$0

= соз2 0,5а, где 6;), 5] и 52 — поперечные размеры исходной и растекающих-
ся струй (т = где р — плотность жидкости).

Пусть теперь точка пересечения струи с плоскостью хО% движет:
вдоль оси х в положительном направлении (направо) с некоторой скор^.
тью и/, тогда скорости струй, растекающихся направо (струя /) и нале^
(струя 77), принимают вид

IV| = Й| + IV, = и2 + IV.	(4.7

Здесь и далее и2 < 0. В этом случае в системе координат, в которой точк2
пересечения неподвижна, результирующая скорость и направление (угс.*
Р) движения исходной струи определяются из соотношений (рис. 4.14, б)

+ю2 = 2ы0и;со5 а,	(4 ?

зшр - —ат а.	(•
В этой системе координат наблюдается движение плоского потока,
имеющего ограниченную толщину по фронту и пересекающего плоскость
х0% под некоторым углом у = 180° - (а + р).

Если заданы скорость жидкости ш0 и угол р между направлением дви-
жения и фронтом потока, движущегося к плоскости хОъ, а также угол а,
то всегда можно перейти к системе координат, в которой точка пересече-
ния плоскости фронтом жидкости остается неподвижной. Интересно рас-
смотреть три случая движения жидкости.

1.	Пусть угол р = 0,5л (направление движения жидкости перпендикулярно
к ее фронту). Тогда

- и>81п а = (и?2 - «о)0,3.

Отсюда получаем

«о
ю ------- -и0,

соз а

«п(1 + соз а)
IV. = ——----------.

соз а

Учитывая соотношения (4.7), находим

ы, ^оС + сока) _	ц>0

1 81па 0,5а’

2.	Пусть угол р = 0,5л - а (направление движения жидкости перпендику-
лярно к оси х). Поэтому

щ	= (и2 - IV2).

Отсюда щ соз а, = -и0 зш а,	(1 + соз а) или

10,(1+ СО8 а)

IV. - —--------------"—,

81п а 0,5а

а и>0(1-соза) _ ш0
1 зш а 180,5а ‘

3.	Пусть и>2 = 0, что соответствует полностью заторможенной струе //. Тог-
да из условий (4.7), (4.8) и (4.9) получаем

-и0 = щ, 10ц = -ы0 (1 - соз а)0,5 = -2и0 зш 0,5а,

О
ш. = -2ц, = . °	,

зш 0,5а

81п р =	81п а = соз 0,5а,

^0

откуда

р = 0,5(л - а).
Анализ этих простых соотношений показывает, что при пересечении
потоком плоскости хОг происходит перераспределение массы и энергии
исходного потока между двумя образующимися потоками. При этом струя /,
движущаяся направо, имеет малую массу, но большую энергию, а струя //,
наоборот, большую массу, но малую энергию.

При заданных скорости ш() и углах а и р в общем случае и0, ш, и>х и и>2
определяются из соотношений

- «о =

81п(а + р)
ыпа

81 Г) р
IV - им-----,

81па

ып Р + 81п(а + Р)	51л Р - 81п(а + Р)

щ = и>0-----——*--------—, ш2 =

8)П а	51 п а

(4.10)

Длина каждой струи, как очевидно, равна длине начальной струи, так
как в неподвижной системе координат скорости, а следовательно, и длины
всех струй одинаковы. Отношения массы и энергии этих потоков, как по-
казывают соотношения (4.5), (4.6) и (4.10), определяются формулами

— = 1в0,5а,
/я2

А = о 5а.5*П Р + 5*п(а + Р)?.

т2™2	\	’	81П Р - 51П(а + р)у

т	Е

Отсюда следует, что —- < 1; —- > 1 при а < 0,5л.

т2	Е2

Когда р = 0,5(л - а) и и>2 = 0 (рис. 4.14, в), вся энергия переходит в
струю /, и, следовательно, плотность энергии в ней по сравнению с нача-
льной значительно увеличивается. Так как плотность энергии, рассчитан-
ная на единицу массы, есть 0,5и>:, то

-—= 51п'2 0,5а.	(4.11)

™2

При р > 0,5(л - а) жидкость в струе И будет двигаться направо, при
р < 0,5(л - а) — налево, следовательно, плотность энергии в струе / умень-
шится по сравнению со значением, определяемым соотношением (4.11).

Когда длина исходной струи в неподвижной системе координат или
длина фронта потока в системе координат, в которой неподвижна точка
пересечения струи и плоскости хО& невелика, головная часть ее не будет
описываться выведенными соотношениями, поскольку жидкость в этой
части будет двигаться нестационарно, подчиняясь более сложным зако-
нам. Рассмотрение эффекта столкновения под некоторым углом двух не-
одинаковых струй несколько сложнее, чем одинаковых. Этот вопрос здесь
не рассматривается, так как для явления кумуляции основной интерес
представляет уже рассмотренная задача.

Для плоских движений сравнительно легко может быть изучено столк-
новение струй с учетом сжимаемости среды. Основные уравнения при этом
могут быть записаны в таком же виде, как и для сжимаемой среды. Суще-
ственно, что для сверхзвуковых струй при ударе и растекании струи в пло-
скости хОг образуется один или несколько косых скачков уплотнения. Это
приводит к повышению энтропии среды, а следовательно, при ее расши-
рении до начального (атмосферного) давления — к тому, что ее плотность
для газа будет меньше начальной, а температура выше. При расширении
жидких струй могут происходить явления, подобные явлению кавитации,
т.е. может произойти разрыв струи.

4.6.	ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ КУМУЛЯЦИИ
ПРИ НАЛИЧИИ МЕТАЛЛИЧЕСКОЙ ОБЛИЦОВКИ

Теория кумулятивного эффекта при наличии металличес-
кой облицовки наиболее полно разработана для зарядов с выемкой коничес-
кой формы.

Рассмотрим следующую задачу. Элементы конической облицовки с
постоянной толщиной стенки мгновенно приобретают скорость, нормаль-
ную к ее образующей [6]. Скорость обжатия постоянна вдоль образующей
конуса. В такой постановке задача может быть сведена к рассмотрению
вопроса о соударении струй при осесимметричном установившемся потоке
идеальной жидкости. Рис. 4.15 иллюстрирует сечение такого потока, полу-
ченное приближенными методами.

В начале координат скорость потока равна нулю. При х —> -«> поток
представляет собой цилиндрическую струю радиусом г, и скоростью м0.
При х —> оо поток представляет собой цилиндрическую струю радиусом г0
и скоростью ы0. Сечения границ пелены имеют общую асимптоту

у = х1ва~л,	(4.12)

причем

18^=--	(4.13)

2	г{

Из условия, что на свободной поверхности пелены скорость потока м0,
следует выражение для расхода жидкости в пелене:

+ г/ )и0 = 2яу6и0,	(4.14)

где 5 — толщина пелены. Отсюда нетрудно найти приближенное выраже-
ние для толщины пелены 5 в зависимости от координаты у и радиусов
струй Го И Гр

з	= $_±г'2 = -$1(1 + С182 21.	(4.15)

2^	2^^	2^

* Формула (4.15) точна при у —> «>.

Для расчета параметров кумулятивной струи рассмотрим движение
жидкости при соударении струй в системе координат = х - у,/, у, равно-
го в

мерно движущейся вправо со скоростью у0 = ——. В новой системе коор-
СО5СС
Рис. 4.15. Схождение струй идеальной
жидкости:

С — исходная струя, А и В — растекающие-
ся струи

юг =

динат у коническая пелена С будет
иметь скорость и>0, ортогональную
при х—> оо к образующей асимптоти-
ческого конуса А, что и соответству-
ет рассматриваемому случаю обжатия
(элементы конуса имеют скорость,
нормальную к образующей).

При этом

= «о	(4.16)

скорость кумулятивной струи

и>0(1 + Соза)

ю. - ~:--------->	(4.17)

81 п а

скорость песта

-°(1-С05а).	(4.18)

81П а

Зависимости (4.17) и (4.18) идентичны соответствующим зависимостям
для скоростей струй, полученным при рассмотрении плоской задачи ф =
= п/2). При этом, как вытекает из теории соударения плоских струй, длина ку-
мулятивной струи равна длине образующей конуса, а радиус струи г0 = соп$(.

В реальных кумулятивных зарядах скорость обжатия облицовки не по-
стоянна, так как импульс, сообщаемый облицовке при взрыве заряда,
вдоль образующей также не постоянен, что приводит к появлению гради-
ентов скоростей вдоль кумулятивной струи и к ее диспергированию. Кро-
ме того, при обжатии элементов облицовки и формировании из них соот-
ветствующих элементов струи происходит изменение угла а (см. рис. 4.10).

Рассчитаем параметры кумулятивной струи для зарядов с конической
формой выемок и близкой к ней с учетом этих факторов для частного
случая конической выемки с постоянной толщиной облицовки [7, 8].

Рассмотрим движение элемента конуса, имеющего в фиксированный
момент времени / абсциссу х (рис. 4.16). В этом случае

у = х 1&а.

и = 2 бух

Обозначим

(4.19)

(4.20)

Кроме того, приняв линейный закон распределения импульса вдоль
образующей конуса, для скорости и? обжатия облицовки получим

ю = и>0(1- тх).

Длина нормали между элементом А облицов-

ки и осью определяется из выражения т) = —-—.
соз а

Рассматриваемый элемент облицовки с абсцис-
сой х в начальный момент времени > / образу-
ет элемент струи в точке с абсциссой равной

Рис. 4.16. Движение элемента
конической облицовки

= х + у

(4-22)
Очевидно, что	1,,=^.	(4.23)  10

В силу непостоянства скорости и? за время (Гн - /) элемент повернется

на угол Да, причем	Л	Л	/Л  Да = —1—.	(4-24)  ю с1х
Отсюда, полагая	а - а + Да	(4.25)

и используя зависимости (4.17) и (4.21) для скорости элемента струи, по-
лучаем

и?. - —^-и?0(1 -тх)(1 + соаа).	(4.26)

а

При этом

_	(а + тх а)

а = а + Да = —-------—.	(4.27)

(1 - тх)

Для радиуса струи, согласно формуле (4.15), имеем

= 25x18	,	(4.28)

1 + с1в2 у ! + с1в2у

что после несложных преобразований дает

гх = ^&х(1аа - 81п а),	(4.29)

где х — расстояние от головной части струи.

Изложенная теория не устанавливает зависимость скорости обжатия
кумулятивной облицовки от параметров заряда ВВ. Без этой зависимости
невозможно определить значения основных параметров кумулятивной струи.
Кроме того, не учитываются прочностные характеристики металла обли-
цовки, которые в ряде случаев могут оказать влияние на условия форми-
рования кумулятивной струи.

Рассмотрим приближенный расчетный метод определения параметров
кумулятивной струи с учетом массы и энергии активной части кумулятив-

ного заряда.

Прежде всего рассмотрим движение обли-
цовки как целого (движение центра тяжести
оболочки) при воздействии на нее разлетаю-
щихся ПД без учета ее обжатия (рис. 4.17). Эта
задача легко решается на основе общей теории
метания тел ПД.

Уравнение сохранения энергии для одно-
мерного одностороннего истечения ПД в пред-
положении мгновенной детонации с одновре-

Рис. 4.17. Движение плоской
пластинки
318

меииым метанием какого-либо тела массой М при полном расширении
продуктов взрыва может быть записано в виде

Мигт

2

+ \ри2дх =тО,
* о

(430)

где ит — предельная скорость метаемого тела; 5 — плошадь поперечного
сечения тела; т — масса продуктов взрыва.

Выражение (4.22) легко получить, если учесть, что энергия, остаюшая-

ся в ПД, определяется как —	, где дт = зр ^х. Как свидетельствует

* о

теория одномерного истечения ПД, при полном расширении продуктов
взрыва, т.е. когда р = ра, где ра — атмосферное давление,

х



и = —, р =-

(431)

Поэтому

1 7* 2	т г’	тит

-	[----г = —г!--

2 о	2 ) итГ3 6

(4.32)

Отсюда, учитывая, что Д = 16& при показателе изэитропы к = 3 [31],
из уравнения (4.30) получаем

(4.33)

V ( т 3

Такова предельная скорость метаемого тела и продуктов взрыва на
границе с метаемым телом.

Разлет продуктов взрыва является неодиомерным. Однако, используя
понятие о массе активной части заряда т = т3 (см. выражение 4.46), можно
считать, что продукты взрыва активной части движутся до оси заряда
Следовательно, в формулах (4.30)—(4.33) под т следует понимать масс>
т = та активной части заряда. Строго говоря, соотношение (4.23), а следо-
вательно, и (4.33) справедливо для случая мгновенной детонации.

Так как детонатор устанавливается в части заряда, противоположной
той, в которой находится кумулятивная выемка, плотность энергии при
реальной детонации, рассчитанная на единицу массы активной части за-
ряда, больше, чем Обозначим эту плотность энергии через

<у = р2а,

где 3 > 1. При этом соотношение (4.33) примет вид
ит =	3

V 3

(4.34)

(4.35
Рассчитаем величину р. Плотность энергии во фронте детонационной
волны при к = 3 можно представить в виде

(4.36)

2 V Рн )

Поскольку ин = —, ри = ——, ря = —р0 (индексом Я обозначены па-
4	4	3

раметры в точке Гюгонио), то

Р2

Си =	«37)

О

Рассчитаем плотность энергии Со в той части заряда, в которой и = О
(до разлета). Очевидно, что в этом случае

_ А _	_ 2

рЛ(Л-1) 6р0	24	3

(4.38)

так как при к - 3

8	8

Л ~ у? Л/ и Р* _ 9 Ро •

С достаточной степенью точности можно положить

]	4

е'=у(ен+е0)=уа-	(4.39)

Нет смысла более точно вычислять распределение энергии активной
части заряда, хотя, зная форму активной части, это легко сделать.

Из теории одномерного разлета известно, что в сторону разлета актив-
и . о 4	.	16

нои части идет — всей массы заряда, энергия которой составляет — всей

11

5

энергии заряда, а в противоположном направлении — — массы и —— энер-
У	27

гии. Следовательно, в первом случае плотность энергии будет превышать

среднюю в -1,33 раза. На основании этих подсчетов примем р2 - у, отсю-

да окончательно следует соотношение

О

0,41

И Г
тя + 3

(4.40)

С такой скоростью будет двигаться центр тяжести облицовки без учета
его обжатия. При реальной детонации средняя плотность продуктов взрыва
активной части р‘ больше начальной плотности р^ кумулятивного заряда. Ве-
личину р‘ с достаточной для практики точностью можно принять в таком виде:

. 1(4	8 А 20

Р ~ 2^3 ^о + 9^°/- 9 Ро'

(4.41)
Соотношением (4.41) надо пользоваться при вычислении активной
массы та. Для стальной конической облицовки 76-мм снаряда толщиной

2 мм при — = 1,58 получаем М~ 130 г, тл =	, ро = 45 г. При Л == 7600 м/с

с/	3

(сплав ТГ) = 1750 м/с.

Рассмотрим теперь движение оболочки с одновременным обжатием.
Для выяснения наблюдаемых при этом основных закономерностей рас-
смотрим следующую схему.

Пусть детонация протекает мгновенно. Плоская пластинка массы М
движется под действием расширяющихся ПД так, что ее нижняя часть
скользит вдоль оси симметрии (рис. 4.17). Очевидно, что в схеме мгновен-
ной детонации скорость пластинки будет нормальна к ее поверхности, т.е.

- Эта скорость соответствует максимальной скорости захлопыва-
ния облицовки. Однако разные точки пластинки (облицовки) в действитель-
ности будут обладать различной скоростью движения по отношению к оси
симметрии.

Объясняется это тем, что расстояние до оси симметрии для различных
элементов облицовки будет различным, поскольку свою предельную ско-
рость любое тело приобретает не мгновенно, а на пути своего движения.
Кроме того, угол наклона облицовки к оси симметрии в процессе ее обжа-
тия будет изменяться (увеличиваться). Поэтому

- _	0,41т]Д

и - юа =	.	(4.42)

ГмГ

Коэффициент ц учитывает неполноту использования энергии актив-
ной части заряда и поправку на среднее увеличение угла наклона облицов-
ки к оси при ее обжатии. Рассмотрим эту задачу подробнее и вычислим
коэффициент ц.

Считая в рассматриваемом случае, что направление движения облицов-
ки перпендикулярно к ее образующей (р = л/2), в схеме идеальной жидко-
сти окончательно получаем приближенное соотношение, определяющее

скорость движения струи:

_ _ 0,412>	1

Ц7] = Т|	------

«8-

(4.43)

Для рассмотренного примера т] = 0,67, поэтому и>{= 7300 м/с, чтс
близко к экспериментально установленному значению.

Согласно теории, с уменьшением угла раствора конуса скорость струи
должна возрастать. Это соответствует экспериментальным данным (см
табл. 4.2).

Из уравнения (4.43) следует, что при соблюдении геометрического по-
добия в отношении форм заряда и выемки, постоянства отношения — и
прочих равных условий (качес-
тво ВВ, материал облицовки)
скорость кумулятивной струи
не должна зависеть от диамет-
ра заряда и выемки, что на-
блюдается в действительности
на опыте (табл. 4.3),

Если толщина облицовки 5
не слишком мала (в противном
случае не образуется нормальная
струя), то с уменьшением 6 ско-
рость струи должна до известно-
го предела возрастать, что под-
тверждается данными табл. 4.4.

Рассмотрим качественно
влияние сжимаемости металла
облицовки и ее прочностного
сопротивления на процесс об-
жатия и формирования куму-
лятивной струи.

Поскольку высота и тол-
щина слоя активной части за-
ряда уменьшается от оси к ос-
нованию выемки, то скорость
обжатия также падает для пе-
риферийных частей облицовки
по сравнению с внутренними.
Как только давление, развива-

Таблица 4.3. Влияние ----- на скорость голов-

/пж

ной части кумулятивной струн

Материал облицовки	Диаметр заряда, мм	Скорость головной части струи, м/с
Сталь	22	7400
	30	7300
	42	7400
Дюралюми-	22	8800
НИЙ		
То же	30	8500
» *	42	8600

Примечание. Форма выемки — конус, угол
раствора — 35°.

Таблица 44 Влияние толщины облицовки на
скорость головной части кумулятивной струи

Материал облицовки	Диаметр заряда, мм	Скорость головной части струи, м/с
Сталь	2	6700
«	3	6050
*	4	5250
Дюралюми- ний	1	8600
То же	2	7600
	3	8600

Примечание. Размеры заряда: й = 85 мм, 4 -
= 42 мм.

ющееся при соударении соответствующих частей облицовки, снизится до
некоторого предельного значения />|1р, процесс струеобразования закончит-
ся. При этом рпр соответствует внутреннему давлению, пропорционально-
му силам сцепления (прочности).

Вследствие непостоянства скоростей обжатия различных элементов
облицовки появляется распределение скоростей вдоль кумулятивной
струи, причем передние части струи получают большие скорости, чем зад-
ние. Значительные градиенты скоростей приводят к растягиванию струи и

к ее разрыву на отдельные части.

Приведем некоторые соображения, относящиеся к описываемому яв-
лению. Максимальное давление при ударе двух одинаковых тел, как изве-

стно, независимо от угла столкновения описывается соотношением

(4.44)

где ра и рх — плотность тел до удара и во фронте возникающей в них при
ударе УВ (волны сжатия); и0 — скорость удара.
Используя закон сжимаемости

(4.45)

из уравнений (4.43) и (4.45) можно исключить рх и определить, что
Рх -$(ра>ио)- Поскольку для каждого элемента облицовки имеет раз-
личные значения, то и величина рх ~ будет изменяться. Положим при-
ближенно, что активная масса ВВ, приходящаяся на каждый элемент об-
лицовки, зависит от удаленности г данного элемента от оси симметрии:

т>, =т‘,

\ Г0 ,

(4.46)

где го - - радиус основания кумулятивной выемки; тао — элемент массы
активной части заряда на оси симметрии; Ь < 1. Тогда приближенно

Рхг =и1г = т*г _ !

А	Ч '

(4.47)

где р^ рх, ит„ ит — соответственно давление и скорость на оси и на рас-
стоянии г от нее. Отсюда следует, что фактически для любого заряда всег-
да найдется такой радиус г - г„р, при котором рхг = р„р. Материал элементов
облицовки при г > обжимаясь, уже не будет создавать кумулятивную
струю.

Очевидно, что предельные скорости обжатия должны быть меньше
скорости проникания струи.

Условия формирования кумулятивной струи существенно сказываются
на закономерностях ее движения и действии на преграду. Если угол а

приближается к у, кумулятивная струя уже не будет формироваться, пос-

кольку скорость обжатия, пропорциональная сок а, мала и давление обжа-
тия меньше р„р, Ввиду того, что давление, развиваемое при ударе детона-
ционной волны об облицовку,

Руа. =ря(1 + 1,48Н12а),

(4.48)

возрастает с увеличением угла а, облицовка должна раскалываться на ос-

колки. Последние, разлетаясь при а<—,

будут двигаться направленно со

скоростью

Ьг

= им81па 1-------= 0,411)81па

[ го



(4.49)

м 2 ‘

+ 3
При этом только осколки, идущие от центральной части облицовки,
будут иметь значительную скорость.

Определим приближенно оптимальную толщину кумулятивной обли-
цовки. Расчет произведен для конуса. Пусть длина струи равна / = /0Ж, где
V — коэффициент удлинения струи в условиях пробивания. Масса струи

= л/0уг02р0,	(4.50)

где г0 — средний радиус струи. Согласно теории сходящихся струй [14,
31], масса облицовки составляет

Л/ = -^- = ^ф = пЯЛ8.Ро-	(4.51)

. 2 ОС • 2 а

51П —	51П —

2	2

Здесь Кк — радиус основания конуса; /0 — образующая конуса; 50 — нача-
льная толщина конуса.

Из (4.41) получаем

г»=.Д^8<Пх-	(4.52)

V V 2

Имея в виду, что максимальная эффективная длина струи, при кото-
рой достигается наибольшая глубина проникания, /эф = /0\Рэф (Жэф “ макси-
мальное удлинение, при котором струя еще сохраняет свою монолит-
ность), и решая уравнение (4.52) относительно 5о, можно приближенно
определить оптимальную толщину облицовки:

=----^2*---.	(4.53)

Л* (Л)81п!^

Принимая на основании опыта для стальной облицовки я 3 и г0 =
= 0,80 мм (г0 мало изменяется с изменением б0), для рассмотренного слу-
чая (Я = 30 мм, 2а - 35°) получаем 5ОПТ = 2,20 мм, что близко к экспериме-
нтально установленному значению (2...2,5 мм).

Установим предельное отношение массы облицовки к массе активной
части кумулятивного заряда, при котором прекращается формирование
струи. При этом будем считать (см. (4.44)), что предельное давление, при
котором прекращается струеобразован ие,

-	< V.	(4 54)

| _ Ра

Рх >

Если для данного материала известно рп? и соответствующее ему зна-

чение отношения —, то можно определить ипр. При «о < цпв, как уже ука-
Рх

зывалось, прекращается дальнейшее течение металла и образование куму-
лятивной струи.

Пр -

4
Используя выражение (4.52) с учетом коэффициента т), получаем

(ШС')ПР = (0,41	)2 - 3-'.	(4.55)

(Л/ж”1)пр можно определить из эксперимента. В опытах с 56-мм зарядом
аммотола 90/10 плотностью 1,2 г/см3 (2)= 3400 м/с) и медной конической
облицовкой (</осн = 45 мм, угол раствора конуса 2а = 37°, 30 = 3 мм, М-
- 429 г) струя совсем не образовывалась. При этом (АЛл”*)пр »4,57 и
й0(п1 = 420 м/с. Используя формулу (4.54), получаем Д,р ~ 70000 кг/см1.

Зная значение , можно определить (Л//п"')пр и предельную толщи-
ну облицовки для кумулятивного заряда из любого ВВ. Для заряда из
сплава ТГ (Мт~')пр = 0,21, а предельная толщина медного конуса 5пр =
= 16,0...17,0 мм.

В заключение отметим, что величина рпр, устанавливаемая для дан-
ного материала в условиях обжатия облицовки, должна быть значительно
меньше величины рпр, которая характерна для этого же материала в усло-
виях пробивания кумулятивной струей. Это объясняется тем, что прочност-
ные характеристики материалов не постоянны, а существенно зависят от
характера приложенной к преграде нагрузки и условий ее деформирования.

Например, для облицовки из стали предельная скорость кумулятивной
струи и?1лр при действии ее по стальной преграде равна 2000 м/с, что соот-
ветствует значению рпр = 4,8  105кг/см2. При и> - и>1пр проникание струи
практически прекращается.

4.7.	ПРОБИВНОЕ ДЕЙСТВИЕ КУМУЛЯТИВНОЙ СТРУИ

Напомним, что скорости конденсированных струй, наблю-
даемые в экспериментах, достигают 2...10 км/с. Если такая струя встречается
с преградой, состоящей также из конденсированного материала, то возникает
давление подпора, намного превосходящее прочность металла. Таким обра-
зом, и в этом случае возможно применение гидродинамической модели.

Вся совокупность процессов, происходящих при взрыве кумулятив-
ного заряда, становится особенно наглядной, если в качестве преграды
рассматривать стержень из того же материала, что и облицовка (рис. 4.18).
В соответствующей системе координат, а именно в системе, движущейся
со скоростью, равной половине скорости струи, в этом случае на преграде
возникают условия, полностью противоположные условиям в потоке, со-
гласно жидкостной модели образования кумулятивной струи, а именно,
две струи жидкости, движущиеся навстречу друг другу, образуют расходя-
щийся конический поток (см. рис. 4.9) [32].

То обстоятельство, что одна и та же модель потока при одном только
изменении направления процесса описывает образование и струи, и крате-
ра, делает особенно отчетливой роль облицовки, сводящуюся исключительно
Рис. 4.18. Эквивалентность процессов течения среды при обра-
зовании и проникании струи

к переносу энергии. Кинетическая энергия, переда-
ваемая ВВ облицовке, почти полностью воспроизво-
дится в энергии струи и практически без потерь пе-
реносится от места взрыва ко дну кратера, расходу-
ясь в расширяющемся коническом потоке на рост
кратера. С помощью облицовки действие заряда ВВ,
детонирующего на значительном расстоянии от пре-
грады, переносится таким образом внутрь преграды.
Этим объясняется высокая поражающая способность
облицованных кумулятивных зарядов, ограниченная
только коэффициентом первичной передачи энергии
продуктов взрыва облицовке.

Принципиальным положением гидродинамичес-
кой теории М.А. Лаврентьева [210] является предпо-

ложение, что при соударении струи с преградой развиваются высокие дав-

ления, при которых можно пренебречь прочностным сопротивлением ме-

талла, и, следовательно, рассматривать преграду как идеальную несжимае-
мую жидкость.

Пусть струя имеет форму цилиндра радиусом г$, скорость всех ее эле-
ментов одинакова и равна и>г Кроме того, принимается, что струя прони-
кает в цилиндр радиусом г|э соосный со струей. В такой постановке эта
задача эквивалентна задаче о соударении двух струй; перемена знаков в
скоростях струй приводит схему образования струи при обжатии облицов-
ки к схеме работы струи при проникании ее в среду с той же плотностью.

В этом случае ситуацию, изображенную на рис. 4.15, можно рассматри-
вать как схему проникания струи А в препятствие 5, если принять, что пре-
пятствие В (пест) при х —> имеет скорость, равную нулю. Отсюда выте-
кает зависимость для скорости проникания струи (скорости пробивания)

^1

2 ’

(4-56)

Из зависимости (4.56) следует, что при проникании струи на глубину
1 расходуется также часть струи, равная X, т.е. максимальная глубина
пробивания равна длине кумулятивной струи.

Если струя и преграда имеют различную плотность, то скорость про-
никания определяется формулой

(4.57)

а глубина проникания формулой
где р| и р2 — плотность металла соответственно струи и брони; I — длина
струи.

М.А. Лаврентьев указывал, что принятая им исходная схема справед-
лива, если давление при соударении струи с преградой будет превышать
2 * 105 кг/см2, т.е. если скорость	= 4-103м/с.

Результаты проверки показали, что рассчитанные по М.А. Лаврентьеву
скорости и глубина пробивания в ряде случаев отличаются от эксперимен-
тальных. Основной причиной расхождения теории с опытом является пре-
небрежение сжимаемостью металлов при высоких давлениях и в особен-
ности прочностным сопротивлением материала преграды.

Прочностное сопротивление металлов, как известно, вообще возраста-
ет при увеличении динамичности нагрузки и, как будет показано ниже,
при определенных условиях становится соизмеримым с давлением, созда-
ваемым кумулятивной струей.

В этом случае глубина пробивания должна зависеть не только от дли-
ны струи и соотношений плотностей металлов, но и от скорости струи и
прочностных характеристик преграды.

Прочностное сопротивление металлов в условиях воздействия на них
динамических нагрузок не может быть с достаточной точностью определе-
но теоретически ввиду отсутствия достоверных данных об изменении па-
раметров кристаллической решетки металлов при больших давлениях.

Значение величины рпр может быть, однако, установлено на основании
экспериментальных данных о предельной скорости кумулятивной струи
при которой пробивание прекращается. Очевидно, что при этой ско-
рости давление струи будет уравновешено суммарными силами сопротив-
ления преграды, которые складываются из сил инерции дин и сил прочнос-
тного сопротивления /?пр.

Однако поскольку вблизи предела проникания скорость движения ме-
талла преграды ничтожно мала, можно с полным основанием пренебречь
величиной рин и определить значение величины дпр исходя из теоретичес-
кой зависимости между давлением и скоростью кумулятивной струи.

Результаты определения для некоторых металлов, полученные
Ф.А. Баумом и Б.И. Шехтером, приведены в табл. 4.5.

С целью определения для каждого материала устанавливалась
предельная толщина проникания с точностью до 3...5 мм и с помощью
фоторазвертки измерялась выходная скорость кумулятивной струи на
этой толщине.

Из табл. 4.5 следует, что зависит от соотношения между плотнос-
тями металлов струи и преграды и их физико-механическими характерис-
тиками.

Таким образом, пробивной способностью обладает не вся струя, а
лишь некоторая ее часть, которая называется эффективной длиной струи.

Величина определяется характером распределения скоростей вдоль
кумулятивной струи, как это схематически показано на рис. 4.19.
Так как вдоль кумуляти-
вной струи существует гра-
диент скорости, то после мак-
симального растяжения струя
начинает рваться на отдель-
ные элементы. Таких элеме-
нтов может быть несколько
десятков. Поскольку каждый
предыдущий элемент имеет
большую скорость, чем пос-

Таблица 45. Критические скорости пробивания

Материал преграды	Твердость	Материал кумулятивной струи	м/с
Дюралюми-	НВ 115	Дюралюми-	2900
НИЙ		НИЙ	
Сталь	НВ 125		3300
«	НВ 125	Сталь	2050
Сталь	НКС50	«	2200
закаленная			

ледующий, то расстояние между элементами постепенно увеличивается.

При проникании такой разорванной струи каждый элемент струи дли-
ной 4 по гидродинамической теории пробивает в преграде канал длиной I,.
После окончания срабатывания данного /-го элемента материал преграды

по инерции продолжает движение до тех пор, пока не начнется проникание
(/+1)-го элемента. За счет этого последействия глубина проникания каждого
элемента соответствует (Д, + АД), где АД — прирост глубины за счет инер-
ционного движения. Общая длина проникания струи в преграду 1, а следо-
вательно, и эффективная длина струи 4ф существенно зависят от конструк-

ции, технологии изготовления кумулятивного заряда, конструкции и проч-

ности преграды и фокусного расстояния. Если велик допуск на симметрию

заряда, облицовку и установку детонатора относительно оси кумулятивного

заряда, велика разноплотность ВВ, то кумулятивная струя получит боковые

импульсы, в результате чего она будет искривлена, т.е. ее полет будет осу-
ществляться в некотором конусе. При этом чем дальше от заряда, тем силь-

нее расходятся отдельные элементы струи в радиальном направлении. По-

сле проникания первых элементов такой струи в преграду последующие
элементы либо совсем не попадают в образовавшееся отверстие, либо по-
падают в его боковые стенки; все это существенно снижает интегральную
глубину проникания кумулятивной струи в преграду. В идеальном случае
все элементы кумулятивной струи должны двигаться строго вдоль оси заря-

да, тогда кумулятивная струя будет полностью использована для увеличения
общей глубины пробивания преграды I. Очевидно, что эффективная длина

Рис. 419. Распределение массовых
скоростей в кумулятивной струе

кумулятивной струи в этом случае будет
максимальной.

Оптимальные кумулятивные заряды про-
бивают стальные преграды частично сплош-
ной струей, частично струей, разорванной
на частицы.

В табл. 4.5 приведены критические зна-
чения скорости проникания кумулятивной
струи в разные среды. Эти значения пре-
вышают 2000 м/с.

Рассмотрим две причины, которые могут
объяснять такое явление, причем на практике
их трудно отделить одну от другой. Вероятно, одной из причин такого высо-
кого порога для критической скорости является искривление струи вследст-
вие технологической неточности изготовления заряда. В этом случае послед-
ние относительно тихоходные элементы струи смещены относительно оси
заряда и практически не участвуют в увеличении значения А и их поэтому
нельзя обнаружить опытным путем по конечному пробитию преграды.

Рассмотрим вторую причину наличия высокой скорости. При прони-
кании элемента кумулятивной струи длиной в преграду из того же мате-
риала, согласно формуле гидродинамической теории, глубина пробивания
Л, равна длине струи I,. Если же струя и преграда имеют прочность, то
струя должна срабатываться быстрее, чем преграда, и поэтому Д <

На границе проникания давление одно и то же в струе и преграде,
причем это давление максимально на оси заряда и интенсивно убывает к
стенкам пробиваемого канала.

Очевидно, что деформировать тонкую малопрочную нагретую до 1000 °С
струю, имеющую свободную боковую поверхность, значительно легче, чем
массив материала прочной преграды, у которой в качестве свободной по-
верхности имеется лишь тонкий канал, пробитый струей. Известно, что
чем более стеснен материал, тем труднее его деформировать. Из этих со-
ображений и следует, что эффективная длина элемента струи	,

где = уД ;	— длина образующей /-го элемента кумулятивной ворон-

ки; ф, — коэффициент, характеризующий удлинение элемента при об-
разовании соответствующего элемента кумулятивной струи /г Величина
изменяется как для разных кумулятивных зарядов, так и по высоте обли-
цовки в широких пределах: = 2...12. Коэффициент а, < 1 определяет не-
равномерность срабатывания кумулятивной струи и преграды. Величина а,
для головных высокоскоростных элементов близка к единице, поскольку
давление на границе струя—преграда много больше сил прочности. Кроме
того, близость свободной поверхности преграды способствует растеканию
преграды из зоны высоких давлений на границе струя—преграда.

По мере проникания все новых элементов струи в преграду значение
величины а, должно уменьшаться, поскольку, во-первых, граница раздела
струи и преграды все более удаляется от свободной поверхности преграды,
что затрудняет деформирование (растекание) материала преграды под дей-
ствием струи, во-вторых, уменьшается скорость струи, вследствие чего да-
вление на границе струя—преграда также уменьшается, поэтому влияние
прочности на процесс проникания увеличивается. При критической ско-
рости давление на границе струя—преграда уже недостаточно велико, что-
бы раздвинуть частицы массивной преграды к свободной поверхности, и
процесс проникания прекращается. Чем легче перетекает материал пре-
грады из зоны высокого давления в направлении к свободной поверхнос-
ти, тем, по-видимому, будет меньше критическая скорость и больше ко-
эффициент а,. Если же материал, например гранит, плохо течет под
действием давления, то струя будет срабатывать быстрее, и а, будет иметь
меньшее значение, что ведет к уменьшению глубины проникания струи А,.
Рис. 4.20. Схема образования кратера в
случае сжимаемых материалов струи и пре-
грады:

1 — фронт У В в преграде, 2 — материал, сжа-
тый УВ, 3 — головная часть струи, 4 — струя,
5 — обратная струя

Отметим, что гидродинамичес-
кая теория достаточно хорошо со-
гласуется с экспериментальными
результатами для материалов об-
лицовок и преграды, имеющих ма-
лую сжимаемость. В реальном слу-

чае материалов облицовки и пре-

град, обладающих сжимаемостью [304], внедрение струи со сверхзвуковой
скоростью определяется равенством давлений у дна кратера, которое уста-
навливается при образовании УВ в струе и в преграде (рис. 4.20). В дви-
жущейся системе координат адиабатическая разгрузка в расходящемся по-
токе материала струи в области между фронтом У В и дном кратера описы-
вается выражением (использованы обозначения рис. 4.20) [32, 342]

/ ,	4р\ р3 +р2 , ч п

Г и4и + -^-	+	-р3) = 0,

зЧ Р )	2	2

где р_| -у(р/ + р2'). Таким образом, применяя уравнение непрерывности

Рзиз = р4и4» приближенно получаем

А " Рз = Рз^ —--------Р4“4 -

Рз + Рз

Из уравнений теории УВ следует, что

Рз~Р4 = р4«4

I Р4

откуда

Р1 - Р4 = Р4и1

1-^-

Рз +Рз

В лабораторной системе координат, полагая, что р$ =0, р4 = р7,	=

=	- (/, получаем давление в струе у дна кратера

1-

Р/

Рз + Рз

Аналогично получаем давление в материале преграды по оси кратера:

Л=Р,Н1-

Ру
р! +Рз
Для несжимаемых материалов р2 = р3 = ру, р, = р2 = рг исходя из гид-
родинамического условия стационарности процесса = рг(р3 > р2 > р,,
р'2 > р( > рг) значения давления более высокие, чем это вытекает из после-
дней формулы, а при заметном различии в сжимаемости материалов струи
и преграды наблюдаются существенные изменения скорости внедрения.

Дальнейшее уточнение гидродинамической теории касается учета проч-
ностных характеристик материалов, причем большую роль обычно играют
характеристики материала преграды. В действующее в данном случае ус-
ловие стационарности р.-р^ У в качестве предела текучести следует под-
ставлять величину, соответствующую упрочнению (уплотнению) при дав-
лении р. Так как предел текучести с упрочнением сильно возрастает, про-
чностью даже при высоких скоростях струи полностью пренебрегать нель-
зя; при меньших скоростях струи скорость внедрения должна в значитель-
ной степени зависеть от прочности.

Так как зависимость У(р.) обычно неизвестна, вводится величина V =
= в которой коэффициент к определяется по отклонению измерен-
ной скорости внедрения от расчетной [305].

В заключение обратим внимание на то, что во многих случаях часть
кратера образуется не сплошной струей, а струей, разорванной вследствие
сильного растяжения на отдельные части, имеющие почти одну и ту же
длину и практически различающиеся на одинаковое значение по скорос-
ти. Увеличение глубины кратера в результате последовательности таких
дискретных соударений можно рассчитать согласно принципам высоко-
скоростного соударения [306].

4.8.	КОНСТРУКТИВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
КУМУЛЯТИВНЫХ ЗАРЯДОВ

Изложенные выше теоретические основы явления куму-
ляции позволяют перейти к более детальному рассмотрению практических
аспектов технологии резки металлических преград взрывом и конструктив-
ные особенности зарядов и устройств на их основе для осуществления
этих технологий. Предлагаемый материал базируется почти исключитель-
но на разработках, выполненных в Институте электросварки им. Е.О. Па-
тона НАН Украины.

4.8.1.	Заряды с осесимметричной
кумулятивной выемкой

На рис. 4.21 схематически показано сечение классичес-
кого осесимметричного кумулятивного заряда с конической металличес-
кой выемкой и схема образования кумулятивной струи. При прохождении
плоской детонационной волны по заряду в сторону выемки элементы об-
лицовки кумулятивной выемки, обжимаясь, двигаются к ее геометричес-
кому центру. При их соударении за счет интенсивного течения внутренних
слоев металла облицовки образуется высокоскоростная кумулятивная струя,
за которой следует низкоскоростной пест из наружных слоев облицовки, не
Рис. 4.21. Сечение (о)
осесимметричного кумуля-
тивного заряда с коничес-
кой облицовкой и схема
(б) образования струи
(6 — крупным планом)

Й.Детонатор
Взрывчатое
' вещество

Кумулятив-
ная полость
Х Псст^
Фронт
детонации

1
йая' струя

Кумудятив-'Ё

б

а

участвующий в пробивании преграды. Механизм образования кумулятив-
ной струи рассмотрен выше. При значениях скорости движения струи
выше -4000 м/с процесс кумуляции достаточно строго описывается тер-
минами теории гидродинамики [210], решения уравнений которой пред-
ставлены ниже.

Например, глубина пробивания преграды

1 = /;	(4.59)

V Р»

скорость проникания струи в преграду

1р.

скорость струи

К-И0С1Ву,

где I — длина струи; рс, рп — плотность металла струи и преграды соответ-
тл	а

ственио; Уо — скорость обжатия облицовки; — — половина угла раствора

конуса облицовки.

Согласно выражению (4.59), глубина пробивания пропорциональна
длине кумулятивной струи и корню квадратному из отношения плотнос-
тей струи и преграды. При этом следует учитывать, что при движении
струя растягивается и наибольшая глубина пробивания обеспечивается в
том случае, когда преграда находится на некотором определенном (фокус-
ном) расстоянии / от основания конуса кумулятивной выемки заряда.
Пробивная способность струи зависит и от плотности материала облицов-
ки. Поэтому на практике предпочтение отдается в первую очередь метал-
лическим, как правило, медным или стальным (иногда свинцовым) обли-
Таблица 4.6. Глубина пробивания стальной преграды, в зависимости от угла конуса
медной кумулятивной выемки ак, при 8„, = 3 мм

ах.«> град	= 20 мм		4^, = 65 мм		<4, = 100 мм	
	/К1, мм	Глубина пробивания, мм	мм	Глубина пробивания, мм	, мм	Глубина пробивания, мм
30	—	 1^-	125,6	80...90		
40	29,2	20...40	95,0	65...95	—	—
50	23,7	30...80	76,9	НО... 120	118,3	110...160
60	20,0	40...60	65,0	150... 170	100,0	140... 185
70	17,4	40-50	56,6	120... 160	87,2	110...145
80	15,6	20...30	50,6	120...140	77,8	130...135
90	14,1	20.. .40	46,0	80... 125	—	—
100	13,0	30...40	42,2	80... 100	—	—
НО	12,2	20...40	40,0	60...80	—	—

цовкам кумулятивной выемки. Кроме того, для образования высокоскоро-
стной струи (не менее 4000 м/с) для снаряжения зарядов необходимо ис-
пользовать мощные бризантные ВВ, такие, как гексоген, октоген и другие
аналоги, обладающие высокой скоростью детонации.

В настоящее время осесимметричные кумулятивные заряды (ОКЗ)
применяются в различных областях народного хозяйства при разрушении
железобетонных и металлических конструкций, изготовлении под водой
профильных выемок (траншей, котлованов, коллекторов) [307] и т.п.

Рассмотрены основные особенности конструкции ОКЗ и определена
их эффективность при пробивании стальных и комбинированных преград.
В опытах эффективность ОКЗ определяли путем изменения следующих
конструктивных параметров конической кумулятивной выемки: толщины
облицовки 5КВ, диаметра ее основания бкл, длины образующей конуса /кв
и угла раствора конуса а^. Кумулятивные выемки ОКЗ изготовляли из
меди (штамповкой медных пластин в специальных штампах) и свинца
(отливкой его в специальных формах).

Первоначально исследовали влияние параметров ОКЗ с медной обли-
цовкой при пробивании стального бруса сечением 240x240 мм (табл. 4.6,
4.7). Из анализа этих таблиц видно, что оптимальный диаметр (7КВ, при
котором достигается максимальная глубина пробивания стальной прегра-

Таблица 4.7. Глубина пробивания сталь-
ной преграды, в зависимости от толщины
медной облицовки 5К1 кумулятивной вы-
емки при аи, - 60°

5КЖ, мм	4с.- мм	
	65	100
1,5	150...165	—
2,0	65...80	—
3,0	170	140... 185
4,0	—	210...240
5,0	—	240

ды, составляет около 60°, т.е. уве-
личение /кв, а следовательно, и
массы облицовки кумулятивной
выемки, при уменьшении ак>в до
30° не приводит к увеличению
глубины пробивания преграды. С
увеличением соответственно,
увеличивается оптимальная тол-
щина облицовки ОКЗ и для г/кв. =
- 65 мм она составляет 3 мм, а
Для г/кв = 100 мм она будет 5 мм.
Относительно большие колебания
значений глубины пробивания
стальных преград в опытах (см.
табл. 4.7) можно объяснить, по-
видимому, неравномерной пласти-
ческой деформацией медных плас-
тин в матрицах при штамповке
облицовок кумулятивных выемок.

Отклонение толщины обли-
цовок от номинальной может из-
меняться в пределах ±0,15 мм.
Рентгеновские снимки процесса
образования кумулятивной струи
для ОКЗ с <в. = 20 мм и (Хкв. =
= 60° в различные периоды вре-
мени использованы для опреде-
ления ее скорости, которая соста-
вляла в среднем около 7400 м/с.

Рассмотрено также влияние
основных параметров ОКЗ со
свинцовой оболочкой на глубину

Таблица 4.8. Глубина пробивания сталь-
ной преграды, в зависимости от парамет-
ров ОКЗ со свинцовой оболочкой

мм	Ок... град	ММ	Глубина пробивания, мм
65	60	1,5	103
65	60	2,6	120
65	60	3,5	105
65	60	3,7	75
65	80	2,2	115
65	80	3,7	85
65	80	3,8	75
100	80	2,6	100
100	90	2,8	120
100	90	3,0	75
150	60	3,1	55...70
150	60	3,2	50...95
150	80	4,7	105... 160
150	90	4,2	95...140
150	90	5,0	160
210	80	7,0	240

пробивания стальной преграды (табл. 4.8). Из анализа данных таблицы
видно, что эффективность глубины пробивания ОКЗ со свинцовой оболоч-
кой при примерно одинаковых параметрах заряда с медной облицовкой
ниже почти на 30 %. Однако и в данных опытах относительно большие

колебания значений глубины пробивания стальной преграды вызваны не-
равномерной толщиной стенки свинцовой облицовки кумулятивной вые-
мки, которая зависит от технологии отливки облицовки.

В последующих опытах исследовали эффективность ОКЗ с медной об-
лицовкой на пробивание преград из песка и железобетонных конструкций.

С целью изготовления в песчаном грунте профильных траншей были
приведены опыты по определению эффективности ОКЗ в этих условиях.
Глубину пробивания песчаного грунта определяли путем нахождения мес-
та кумулятивного песта. Результаты опытов в песчаном грунте представле-
ны в табл. 4.9, из которой видно, что глубина пробивания водонасыщен-

ного песчаного грунта по сравнению с сухим увеличивается примерно на
40 %, т.е. при использовании преград с относительно равномерной плот-
ностью эффективность ОКЗ возрастает.

Таблица 49. Глубина пробивания песчано-
го грунта с помощью ОКЗ при 6^, = 5 мм

4.. мм	«К..., град	Степень насы- щения влагой	Глубина пробивания, мм
100	50	Сухой	850
210	50		1300
210	60	«	1250
210	60	Водонасы- щенный	1850

При сопоставлении масс ис-
ходной облицовки кумулятивной
выемки ОКЗ и песта после взры-
ва установлено, что масса куму-
лятивного песта составляет око-
ло 60 % массы заряда, что соот-
ветствует данным работы [49].

Для оценки эффективности
пробивания ОКЗ стальной пре-
грады, расположенной за слоем во-
Рис. 4.22. Основные типы УКЗ и УЗ конструкции ИЭС НАН Украины (а) и общий
вид УКЗ различных диаметров (б)

донасыщенного песчаного грунта, были проведены опыты с зарядами, у ко-
торых = 100 мм; = 90°; 5КВ = 3...5 мм.

Установлено, что пробивание стальной преграды толщиной 12 мм проис-
ходит через слой водонасыщенного грунта толщиной не менее 550...600 мм.
При пробивании железобетонных опор сечением 400 х 400 мм ОКЗ с ос-
новными параметрами = 100 мм; а^в, = 90°; 5^в = 3 мм пробивает в
опоре сквозное отверстие диаметром ~30 мм.

Таким образом, на основании проведенных опытов сделан вывод, что
эффективность ОКЗ зависит, в первую очередь, от угла раствора конуса
кумулятивной выемки (оптимальный угол в заряде составляет -60°). Пока-
зана возможность использования кумулятивных зарядов при пробивании
преград из песчаного грунта и железобетонных конструкций.

4.8.2.	Удлиненные кумулятивные заряды
конструкции ИЭС НАН Украины
с полуцилиндрической кумулятивной выемкой

Основная область применения изготавливаемых в ИЭС
НАН Украины удлиненных кумулятивных зарядов (УКЗ) — ремонт и тех-
ническое обслуживание наземных и подводных магистральных нефтепроду-

ктопроводов. УКЗ представляет собой профилированную металлическую

(преимущественно медную) трубку, кумулятивная
выемка которой имеет форму полуцилиндра, на-
полненную высокобризантным ВВ — гексогеном,
уплотняемым в процессе изготовления заряда до
1,71 ,,.1,74 г/см3. Скорость детонации УКЗ при
этом достигает 8500 м/с. По аналогичной техно-
логии в ИЭС НАН Украины изготовляются и
удлиненные заряды (УЗ), не имеющие кумулятив-
ной выемки, однако характеризующиеся столь же
высокой скоростью детонации за счет подпрессо-
вки ВВ при волочении. На рис. 4.22 приведены
конструктивные особенности УЗ и УКЗ.

Аге. 423. Рентгеноимпульсный снимок начальной стадии
детонации УКЗ
Результаты экспериментального
определения параметров кумулятивной
струи УКЗ методом импульсивной
рентгенографии (рис. 4.23) показыва-
ют, что скорость головной части струи
составляет Ус = 22ОО...35ОО м/с, что
несколько ниже, чем у кумулятивных
зарядов с конической металлической
выемкой. Это объясняется особеннос-
тями схлопывания кумулятивной об-
лицовки в случае плоской геометрии
заряда, а также тем, что при таких ско-
ростях влияние факторов прочности и
сжимаемости материала струи и пре-
грады становится существенным. Ура-
внения гидродинамики в этом случае
являются не вполне применимыми.

На основе геометрического модели-
рования УКЗ Б.И. Шехтером и Е.В. Ни-
китиным [308] установлено, что

(4-60)

где <4„ и 5 к,в — соответственно диаметр и толщина кумулятивной выемки;
I) — диаметр УКЗ; / — фокусное расстояние.

Из выражения (4.60) следует, что первые два безразмерных параметра
характеризуют собственно УКЗ, а последний — его расположение относи-
тельно преграды.

В результате исследований, проведенных в ИЭС НАН Украины, полу-
чены следующие эмпирические соотношения (рис. 4.24):

5,

УКЗ

Поверхность преграды

Рис. 424 Зависимость

м.,
6

4 «лмм
а

глубины реза

стали (1 — низкоуглеродистая, 2 — не-
ржавеющая) от фокусного расстояния (о)
и диаметра УКЗ (б)

Таблица 4.10. Основные типоразмеры УКЗ,
изготавливаемых в ИЭС НАН Украины

Обозначе- ние	Содержа- ние ВВ, г/м	Толщина преграды, мм	
		Наземной	Подводной
УКЗ 10	60	10	8,5
УКЗ 13	90	13	11
УКЗ 14,5	120	14,5	12,5
УКЗ 16	160	16	13,5
УКЗ 19	210	19	16
УКЗ 22	300	22	18,5

Примечания;

I. Число в обозначении УКЗ определяет его диа-
метр, а также гарантированную толщину перере-
заемой преграды в наземных условиях.

2. Подводная РВ осуществляется на глубинах до
200 м водолазами и до 600 м с использованием
манипулятора.

3. УКЗ 25, УКЗ 50, УКЗ 80 изготавливаются по
отдельному заказу.

= 0,42. ..0,44;

= 0,06...0,07;	= 1,0...1,5.

Технологический процесс из-
готовления УКЗ, как уже отмеча-
лось, представляет собой последо-
вательное волочение медной труб-
ки, предварительно заполненной
гексогеном, через профилирующее
отверстие несколько волок. Воло-
чение заготовки заряда производит-
ся с целью придания ему заранее
заданных размеров и формы, а так-
же толщины стенки трубки, в том
числе кумулятивной выемки, и
степени уплотнения ВВ.
Комплекс исследований, про-
веденных при отработке отдель-
ных технологических операций
и изготовлении опытных пар-
тий У КЗ, позволил разработать
оптимальную технологическую

схему их изготовления, которая
обеспечивает высокую безопас-
ность работ и качество получа-
емых изделий при минималь-

Рис. 4.25. Конструктивные параметры УКЗ с по-
луцилиндрической {а) и серповидной (б) кумуля-
тивной выемкой:

/ — оболочка кумулятивной выемки; 2 — бризантное
ВВ; 3 — оболочка заряда

ных затратах. Полный комплект

основного и вспомогательного оборудования для серийного производства
УКЗ разработан и изготовлен ИЭС НАН Украины. Созданное оборудование
позволяет изготавливать прямолинейные, кольцевые, седлообразные УКЗ и
любой другой необходимой формы диаметром от 2,5 до 50 мм, а по отдель-
ным заказам — диаметром до 80 мм. Основные типовые УКЗ и их параметры
для наземных и подводных работ приведены в табл. 4.10.

4.8.3.	Удлиненные кумулятивные заряды
с серповидной формой сечения

В результате теоретических и экспериментальных исследо-
ваний определены параметры УКЗ из условия обеспечения оптимальной ре-
жущей способности кумулятивной струи и разработаны оригинальные и про-
стые по конструкции устройства для РВ на магистральных трубопроводах.

Разработанные в ИЭС НАН Украины УКЗ для резки магистральных
трубопроводов представляют собой профилированную медную трубку, на-
полненную взрывчатым веществом — гексогеном. На рис. 4.25, а представ-
лено сечение одного из таких зарядов с полуцилицдрической кумулятивной
выемкой.

Такая эффективность обеспечивается при следующих соотношениях
конструктивных параметров УКЗ:

= (0,42...0,44)/>; 5^ = (0,06...0,07)Р; 5, = ОДД

Плотность гексогена при этом составляет 1,7 г/см3. Масса навески гек-
согена (г) на единицу длины заряда (м) в этом случае определяется по формуле

Так, например, для УКЗ 10 погонная навеска составляет 60 г/м. В
табл. 4.11 приведены основные характеристики стандартных и серповидных
УКЗ. Недостатком стандартных УКЗ является завышенный расход гексогена
на разрезание стальных преград заданной толщины. Неоднократно наблюда-
лось, что при отклонении геометрических параметров от стандартных в неко-
торых зарядах эффективность не снижалась и при существенно меньших на-
весках гексогена. Исследована возможность уменьшения расхода гексогена в
УКЗ на разрезание стальной преграды заданной толщины, уточнения соот-
ношений конструктивных параметров, определяющих навеску гексогена, при
которых данная его масса обладает максимальным кумулятивным эффектом.
Таблица 411. Конструктивные параметры, их соотношение и эффективность дейст-
вия УКЗ

Шифр УКЗ (по О)	Исходная трубная заготовка <1 х 5,, мм	Кумулятивная выемка, мм		Высота заряда й, мм	О	О	Навеска гексо- гена ш, г/м	Глубина прореза- ния стали /, мм	$к.»
									
		Стандартные (полуцилиндрические) УКЗ							
УКЗ 3	5,0x0,5	1,3	0,18	2,4	0,44	0,06	6	3,0	—
УКЗ 4	6,0x0,5	1,75	0,24	3,2	0,44	0,06	11	4,0	—
УКЗ 6	9,0x1,0	2,70	0,36	4,7	0,45	0,06	20	6,0	—
УКЗ 10	15,0x1,5	4,40	0,60	8,0	0,44	0,06	60	10,0	—
УКЗ 14,5	22,0x2,0	6,30	0,87	П,5	0,44	0,06	165	14,5	—
УКЗ 19	30,0x3,0	8,30	1,15	15,0	0,44	0,06	210	19,0	—
			Серповидные УКЗ						
УКЗ 4	6,0x0,5	2,50	0,20	3,2	0,63	0,050	6	4,0	12,5
УКЗ 8	12,0x0,5	5,00	0,40	6,6	0,63	0,050	20	8,0	12,5
УКЗ 10	15,0x1,0	6,30	0,50	8,0	0,63	0,050	33	10,0	12,5
УКЗ 16	24,0x1,5	10,0	0,80	13,0	0,63	0,050	100	16,0	12,5
УКЗ 25	38,0x2,0	15,5	1,10	20,0	0,63	0,044	200	25,0	14,0
УКЗ 30	52,0x3,0	18,5	1,20	24,0	0,63	0,040	400	30,0	15,0

/ А

Примечание. — = 1,0 ; — = 0,8.
г	пл

Оптимизация соотношений конструктивных параметров УКЗ произ-
водилась путем экспериментальных отработок, заключающихся в изготов-
лении УКЗ определенного калибра из типоряда медных труб (ГОСТ 617—
72) с применением профилирующих вставок различного диаметра, а затем
отстрелов на стальных преградах, определяющих эффективность зарядов.

Отстрелы УКЗ производились на пластинах из стали СтЗ, фокусное
расстояние между УКЗ и пластиной фиксировалось с помощью пеноплас-
товых бобышек толщиной, равной диаметру УКЗ.

Глубина прорезания пластины определялась непосредственно, а кон-
структивные параметры УКЗ — с помощью компаратора по шлифам, от-
резанным от плетей УКЗ. Кроме того, также по шлифам путем взвеши-
вания на электронных весах находили погонную навеску и плотность гек-
согена.

В процессе экспериментальных отработок ряда калибров УКЗ были
определены соотношения конструктивных параметров, при которых фик-
сированная масса гексогена производила максимальный кумулятивный
эффект. В связи с тем, что форма поперечного сечения этих УКЗ напоми-
нает серп, они названы серповидными (см. табл. 4.11). Здесь введено до-
полнительное соотношение	являющееся важной характеристикой

эффективности УКЗ. Сечение одного из таких зарядов приведено на
рис. 4.25, б.

22 -5-1832
Рис. 426. Соотношение между диаметром
и толщиной кумулятивной выемки серпо-
видного УКЗ, обеспечивающее максималь-
ную эффективность резки

По данным таблицы построен
график зависимости конструктивных
параметров УКЗ, при которых масса
гексогена производит максимальный
кумулятивный эффект (рис. 4.26).

Кривая на рис. 4.26 описывается

зависимостью 5-. = 1,55 а мак-
’	30

снмальная эффективность заряда при
^кв $ 30 мм выражается соотноше-

нием	= 0,6...0,65.

Выполнены измерения микро-
твердости металла на приборе ПМТ-

3 (рис. 4.27), которые свидетельствуют о том, что в зоне действия взрывной
нагрузки происходит существенное упрочнение металла. В области с обра-
зовавшимися двойниками также наблюдается повышение микротвердости
Снижение микротвердости у кромки взрывного реза объясняется отпуском
металла за счет высокой температуры, возникающей при прохождении че-
рез него кумулятивной струи. За упрочненной зоной на расстоянии 6...8 мм
от кромки взрывного реза находится зона основного металла, представля-
ющая собой ферритно-перлитную структуру, но без видимых изменений
зерен. На приведенных кривых значения мнкротвердости в этой области
соответствуют твердости металла в исходном состоянии И* = 160... 170.

Описанные изменения микроструктуры и микротвердости, а также от-
сутствие инородных включений на кромках металла после его резки куму-
лятивными зарядами в стальных оболочках, по всей вероятности, не могут

оказывать существенного влияния на прочностные характеристики свар-
ного соединения, кромки которого под дуговую сварку получены РВ. Пос-

кольку полученные данные показывают, что зона взрывного влияния с из-

мененной микроструктурой составляет 6...8 мм,
родуговой сварке произойдет расплавление
этой области, так как известно, что ЗТВ при
электроду говой сварке составляет 30...40 мм.
Для определения степени влияния РВ на
прочностные характеристики сварных соеди-
нений на трубе (диаметр 529 мм с толщиной
стенки 8 мм), изготовленной из стали Ст4сп,
была выполнена разделка кромок под элект-
родуговую сварку с применением кольцевого
УКЗ в стальной оболочке, кумулятивная вы-
емка которого ориентирована под углом 60° к

Рис. 427. Изменение микротвердости стали после РВ
зарядами 8 стальной оболочке:

а - УКЗ 22, б - УКЗ 16, & - УКЗ 13

то при последующей элект-
Таблица 412. Результаты механических испытаний образцов сварного соединения
труб дивметром 520 мм с толщиной стенки 8 мм

Образец		Усилие разрыва, кг	Предел прочности, МПа	Угол загиба (град) корнем шва	
Условная маркировка	Ширина, мм			внутрь	наружу
1/1	20	8625	539	—	—
1/2	20	8625	539	—	—
1/3	20	8430	527	—	—
1/4	20	8620	539	—	—
2/1	14		—	—	120
2/2	14	—	—		120
2/3	14	—		—	120
2/4	14	—	—	—	120
3/1	14	—	—	120	—
3/2	14		—	ПО	—
3/3	14	—	—	120	—
3/4	14	—	—	120	—

Примечание. Площадь поперечного сечения образца для определения предела прочности —
160 .мм:. Место разрушения образцов — основной металл.

образующей трубы. С целью исключения деформации концов труб в мес-
тах РВ и устранения краевых отколов металла на кромках реза в техноло-
гической схеме получения скоса кромок энергией взрыва УКЗ была пре-
дусмотрена кольцевая распорная оправка, которая вставлялась внутрь тру-
бы. После очистки металлической щеткой кромок соединяемых труб от
окалины и темного налета, образовавшихся вследствие воздействия высо-
ких температур при взрыве, производится сборка и сварка труб в соответс-
твии с нормативными требованиями, предъявляемыми к сварным стыкам
труб. Из одного сварного стыка вырезались темплеты, из которых изготов-
ляли образцы для металлографического анализа и механических испыта-
ний сварного соединения.

Известно, что дефектные участки сварных швов являются очагами ус-
талостных разрушений труб. Металлографические исследования сварного
соединения, кромки которого получены с помощью УКЗ в стальной обо-
лочке, показали, что микроструктура металла шва представляет собой мел-
кодисперсный бейнит с выделениями доэвтектоидного феррита по грани-
цам зерен; в сварном шве и ОШЗ нет каких-либо дефектов, неметалличе-
ских включений и посторонних примесей.

Помимо металлографического анализа на универсальной разрывной
машине проведены механические испытания образцов сварного соедине-
ния. Результаты механических испытаний представлены в табл. 4.12.

4.9.	СПОСОБЫ РАЗДЕЛЕНИЯ ОБЪЕКТОВ

Исследована эффективность разделения преград из углеро-
дистых и высокопрочных сталей с помощью УКЗ по различным схемам.

В опытах применяли пластины из стали СтЗ, высокопрочной стали
(броня) и титанового сплава ЗВ толщиной от 20 до 120 мм, при этом дли-
на пластин составляла 100...500, а ширина — 100...250 мм.
1 2

Рис. 428, Способы разделения преград при одностороннем (с),
двухстороннем (6) и внутреннем (в, г, о) расположении УКЗ:

1 — УКЗ, 2 — дистанционная бобышка; 3 — преграда; 4 — УКЗ с
двумя выемками

Разделение металлических преград осуществ-
ляли с помощью УКЗ диаметром от 17 до 41 мм,
УЗ диаметром от 13 до 19 мм и УКЗ диаметром
от 17 до 30 мм с двумя кумулятивными выемками.

В качестве ВВ в зарядах применялся нефлег-
матизированный гексоген, измеренная средняя
скорость детонации которого в УКЗ составляет
8,4 км/с. Скорость головной части кумулятивного
«ножа» в УКЗ, определенная на рентгеноимпульс-
ной установке, составляла 3„.4,2 км/с.

Резку металлических пластин производили с
помощью УКЗ, располагаемых с одной и с двух
сторон от преграды, а также для сравнения ис-
следовали разрушение преград с расположением
зарядов внутри пластин по схемам, представлен-
ным на рис. 4.28. Рассмотрим особенности разде-
ления преград при различных конструкциях и
способах расположения зарядов.

Расположение УКЗ с одной стороны от пре-

грады (рис. 4.28, а). В табл. 4,13 представлены зависимости глубины про-
бивания преград из различных металлов от массы заряда ВВ в УКЗ.

Для разделения преград из стали СтЗ толщиной от 23 до 55 мм вели-
чина коэффициента К находится в пределах 0,35...0,40, из высокопрочной

стали толщиной от 20 до 39 мм — 0,50...0,72 и из титанового сплава ЗВ —
0,45...0,62, Для высокопрочных материалов коэффициент К увеличивается

по мере увеличения толщины разделяемой преграды.

Таблица 4.13, Глубина пробивания преград из различных материалов, мм

Масса В В в УКЗ, г/пог. м	СтЗ	Титановый сплав ЗВ	Уменьшение глубины пробивания, %	Броневая сталь	Уменьшение глубины пробивания, %
	Одностороннее расположение УКЗ				
210 (УКЗ 19)	23	21	8,8	20	9,2
335 (УКЗ 25)	29	27	7,7	26	10,5
530 (УКЗ 30)	39	34	12,5	32	18,0
1100 (УКЗ 41)	55	42	23,5	39	29,0
	Двухстороннее расположение УКЗ				
420 (УКЗ 19)	48	41	14,5	39	18,5
670 (УКЗ 25)	62	52	12,0	50	19,0
1060 (УКЗ 30)	75	64	14,5	60	20,0
2200 (УКЗ 41)	120	90	25,0	—	—
Анализируя данные, приведенные
в табл. 4.13 для одностороннего рас-
положения УКЗ, можно сделать вы-
вод, что глубина пробивания пре-
грады и масса ВВ в УКЗ, необходи-
мые для их разделения, описываются
зависимостью 0 = Л8,> где 2“ мас-
са ВВ в УКЗ; 5] — толщина разделя-
емой преграды; К — коэффициент,
зависящий от материала разделяемой
преграды и ее толщины.

Уменьшение эффективности про-
бивания высокопрочных материалов

51

60

40

20
0

Рис. 4.29. Зависимость навески ВВ в УКЗ
от толщины разделяемой преграды:

1— сталь СтЗ, 2— титановый сплав ЗВ, 3—
броневая сталь

по сравнению со сталью СтЗ можно объяснить тем, что, как уже отмеча-
лось выше, при более низкой скорости кумулятивной струи < 4 км/с на
глубину пробивания начинают все в большей степени влиять прочностные

характеристики преграды, и поведение металлов уже не вполне соответст-
вует основным положениям гидродинамической теории кумуляции.

Как видно из представленных в табл. 4.13 данных, с увеличением тол-
щины разрезаемой преграды глубина пробивания высокопрочных матери-
алов (титановый сплав ЗВ, броневая сталь) уменьшается на 23...30 % по
сравнению со сталью СтЗ.

Максимальная глубина пробивания преград с помощью УКЗ диамет-
ром 41 мм (УКЗ 41) составляет для стали СтЗ — 55, для броневой стали —
39 и для титанового сплава ЗВ — 42 мм.

Расположение УКЗ с двух сторон от преграды (рис. 4.28, б). При дан-
ном способе разделения УКЗ располагались по обе стороны от преграды,
при этом инициирование УКЗ осуществлялось одновременно с помощью

равных отрезков ДШ и одного электродетонатора.

В табл. 4.13 представлены результаты этих опытов, из которых видно, что
при двухстороннем расположении УКЗ при увеличении толщины разделяе-
мых преград примерно в 2 раза масса ВВ в УКЗ уменьшается в 2,0...2,5 раза
по сравнению с односторонним расположением УКЗ (см. табл. 4.13; рис. 4.29).

Уменьшение глубины пробивания для высокопрочных материалов по

Таблица 414. Виды разрушения заготовок
из стали СтЗ с изменением сечения в зоне
внутреннего расположения УЗ, в зависи-
мости от его массы

Диаметр УКЗ. мм	Масса заряда В В, г/пог. м	Разрушение заготовки
15	200	Частичное
17	220	Полное
19	245	
21	290	А

Примечание. Толщина разрезаемой пре-
грады — 45 мм.

сравнению со сталью СтЗ в этом
случае практически остается та-
ким же, как и для односторон-
него расположения УКЗ.

Расположение зарядов внутри

преграды. Исследования по раз-
рушению преград при внутреннем
расположении заряда ВВ прово-
дили по схемам, представленным
на рис. 4.28, в—д. В данных опы-
тах применяли УЗ диаметром
13...19 мм, УКЗ диаметром 17 мм
с одной кумулятивной выемкой и
УКЗ диаметром 17..30 мм с двумя кумулятивными выемками; длина плас-
тин составляла / > 56Р

Рассмотрим разделение пластин по схеме, представленной на рис. 4.28, в.
Заряды ВВ помешались в отверстия, расположенные по центру разрезае-
мой пластины. В табл. 4.13 представлены результаты испытаний по разде-
лению плоских пластин стали СтЗ, высокопрочной стали и титанового
сплава ЗВ общей толщиной 60 и 90 мм при внутреннем расположении за-
ряда ВВ. Из данных табл. 4.13 видно, что для разрушения пластин из раз-
личных металлов более целесообразно применять УКЗ с двумя кумулятив-
ными выемками.

При этом разрушение преград из стали СтЗ и сплава ЗВ примерно
сравнимых толщин происходит для стали СтЗ при массе заряда В В пример-
но иа 20 % меньшей, а разрушение пластин из высокопрочной стали про-
исходит при несколько большей массе ВВ в УКЗ, чем для сплава ЗВ, т. е.
при внутреннем расположении заряда В В сохраняется та же принципиа-
льная закономерность разрушения пластин из различных металлов, как и
в случае резки пластин при одностороннем расположении УКЗ, только в
этом случае расход ВВ уменьшается примерно в 3...5 раз (см. рис. 4.29,
табл. 4.13).

Одновременно были проведены опыты по разрушению плоских за-
готовок из стали СтЗ с изменением сечения и места расположения за-
ряда ВВ в соответствии со схемами, представленными на рис. 4.28, г, д.
Результаты испытаний и характер разрушения этих заготовок приведены в
табл. 4.14.

Как видно из табл. 4.14, заготовки с измененным сечением в зоне
внутреннего расположения заряда ВВ, изготовленные по схемам, приве-
денным на рис. 4.28, г, д, разрушаются при массе заряда 200...250 г/пог. м,
т. е. разрушение пластин происходит аналогично опытам, представленным
в табл. 4.13.

Разрушение заготовки с угловыми внешними сторонами (рис. 4.28, г)
происходит в вершинах углов вследствие интерференции волн напряже-
ний. В этом случае угловые разрушения образуются в результате взаим-
ного усиления двух или нескольких волн разгрузки или волн растяжения,
которые одновременно поступают от двух или нескольких свободных по-
верхностей.

Материал разрушается из-за сильно локализованной концентрации
напряжений, которая возникает в результате разделения и последующего
отражения волн сжатия от двух пересекающихся свободных поверхностей
с образованием системы двух волн растяжения.

Следовательно, характер разрушения металлических преград в случае
внутреннего расположения заряда ВВ при одинаковой его массе практиче-
ски не зависит от формы сечения пластин в этом месте, т. е. в данном
случае волны напряжения способствуют разрушению преград разной тол-
щины при массе заряда ВВ примерно в 3...5 раз меньшей, чем при однос-
тороннем расположении УКЗ.
4.10.	УДЛИНЕННЫЕ КУМУЛЯТИВНЫЕ ЗАРЯДЫ
В АЛЮМИНИЕВОЙ ОБОЛОЧКЕ

Медная оболочка УКЗ является наиболее распространен-
ной благодаря высокой пластичности и деформируемости меди, а также ее
сравнительно большой плотности, за счет чего системы разделения на основе
УКЗ в медной оболочке обладают высокой эффективностью и отличаются
приемлемой стоимостью.

Однако УКЗ в медной оболочке обладают одним существенным недо-
статком — их нельзя устанавливать на конструкции из алюминиевых спла-
вов на длительный срок эксплуатации в агрессивных средах, так как меж-
ду зарядом и алюминиевой преградой возникает гальваническая пара, вы-
зывающая коррозию металла. Для устранения этого разработан типоряд
УКЗ в алюминиевой оболочке (АУКЗ).

Если кумулятивная струя и преграда имеют различную плотность, то
глубина пробивания определяется формулой Ь = /м\где р( и р2 — плот-
11 Рз

ность металла соответственно струи и преграды; /— длина струи.

Приведенная формула справедлива, если давление при соударении
струи с преградой будет превышать -20 ГПа [210]. Очевидно, что при
одинаковых конструктивных параметрах УКЗ в медной оболочке имеют
ббльшую эффективность, чем АУКЗ, так как плотность меди втрое боль-
ше плотности алюминия (табл. 4.15, № 1, 2). Поэтому разработанная тех-
нология изготовления УКЗ серповидного профиля, обладающих эффек-
тивностью на -50 % высшей, чем стандартные заряды (см. табл, 4.15,
№ 3), была взята за основу при разработке АУКЗ с оптимальными пара-
метрами.

Путем изменения формы и параметров кумулятивного заряда (диа-
метра заряда и кумулятивной выемки, толщины ее облицовки и слоя ВВ)

Тоблицо 4.15. Основные параметры оптимальных АУКЗ

№ п/п	Диа- метр УКЗ, мм	Диаметр кумулятив- ной вы- емки, мм	Толщина кумулятив- ной обли- цовки, мм	Навеска ВВв УКЗ, ш, г/м	Оптималь- ное фокус- ное рассто- яние, мм	Глу- бина реза, мм	Г)	Г)	Коэффици- ент эффек- тивности, 4тр  Ш
1	3,о	1,8	0,10	3,21	3,5	4,0	0,600	0,033	1,25
2	3,5	2,1	0,12	4,45	4,0	4,5	0,600	0,034	1,01
3	4,0	2,5	0,14	4,64	6,4	5,5	0,625	0,035	1,19
4	4,5	2,9	0,16	5,15	10,0	6,5	0,640	0,036	1,17
5	5,0	3,2	0,20	6,49	11,0	7,5	0,640	0,040	1,16
6	7,0	4,2	0,29	18,90	12,0	11,5	0,600	0,041	0,61
7	9,0	5,5	0,37	30,10	14,0	14,0	0,622	0,041	0,47
8	10,0	6,3	0,42	35,00	15,0	16,0	0,630	0,042	0,46

Примечание. Все эксперименты выполнены иа АМгб.
Таблица 4 16. Результаты отработки АУ КЗ диаметром 4 мм оптимальной геометрии

№ п/п	Диаметр кумуля- тивной выемки, мм	Толщина кумуля- тивной облицов- ки, мм	Наве- ска ВВ в УКЗш, г/м	Оптима- льное фокусное расстоя- ние, мм	Глу- бина реза, мм	Матери- ал обо- лочки заряда	Тил заряда	Л	5к, О	Коэффи- циент эффектив-  ности, “ (О
I	1,75	0,24	11,00	4,0	8,0	Медь	Стан- дарт- ный	0,438	0,060	0,72
2	1,75	0,18	8,20	15,6	5,2	Алю- миний	То же	0,433	0,045	0,63
3	2,50	0,20	6,00	4,0	7,5	Медь	Серпо- вид- ный	0,625	0,050	1,25
4	2,40	0,16	4,67	5,5	5,0	Алю- миний	То же	0,600	0,040	1,07
5	2,50	0,14	4,64	6,4	5,0	То же		0,625	0,035	1,19
6	2,50	0,13	3,96	6,0	4,5	»		0,625	0,033	1,14
7	2,50	0,12	4,77	5,8	5,2			0,625	0,030	1,10

удалось добиться такой формы кумулятивного заряда, при которой эффек-
тивность действия АУКЗ близка к эффективности стандартных УКЗ в ме-
дной оболочке. Например, УКЗ 6 в медной оболочке стандартной формы
с навеской ВВ 20,0 г/м обеспечивает глубину реза по АМгб 12,0 мм, а
АУКЗ 7 с навеской ВВ 18,9 г/м — глубину реза по АМгб 11,5 мм. Данные
по отработке АУКЗ приведены в табл. 4.16, № 4—7.

Приведенные в табл. 4.16 основные параметры АУКЗ, оптимизиро-
ванные эмпирически, принимают следующие значения: —*&-= 0,6...0,64.
я

~^- = 0,033„.0,042. При этом следует заметить, что оптимальное значение
отношения толщины кумулятивной выемки к диаметру заряда для АУКЗ
существенно меньше, чем для медных - 0,06^.

Ускоренные коррозионные испытания зарядов проводили на АУКЗ 5
(см. табл. 4.15, № 5), расположенных на экранах из сплава ВТ-14 на прег-
раде из АМгб. Испытания проводились в камере солевого тумана, получа-
емого распылением 3%-го раствора хлористого натрия при температуре
45 °С. Продолжительность испытаний составляла 240 сут, что соответству
ет сроку эксплуатации 7 лет.

В результате испытаний признаков коррозии АУКЗ не наблюдалось
Огневые испытания АУКЗ после ускоренных коррозионных показали, чтс
образцы полностью сохранили работоспособность.
4.11.	КОНСТРУКЦИЯ НЕКОТОРЫХ УСТРОЙСТВ
НА ОСНОВЕ УДЛИНЕННЫХ КУМУЛЯТИВНЫХ ЗАРЯДОВ

Комплекс исследований, проведенных при отработке от-
дельных технологических операций и изготовлении опытных партий УКЗ,
позволил разработать оптимальную технологическую схему их изготовле-
ния, которая обеспечивает высокую безопасность и качество получаемых
изделий при минимальных затратах. Полный комплект основного и вспо-
могательного оборудования для серийного производства УКЗ разработан и
изготовлен в ИЭС НАН Украины. Созданное оборудование позволяет из-
готавливать прямолинейные, кольцевые, седлообразные и любой другой
необходимой формы УКЗ диаметром от 2,5 до 50 мм, а по отдельным за-
казам — диаметром до 80 мм. Основные типовые УКЗ и их параметры для
наземных и подводных работ приведены в табл. 4.10, 4.11.

Нефть и нефтепродукты занимают главное место в топливно-энер-
гетическом балансе любой страны. Перекачка и доставка нефти и нефте-
продуктов к потребителям осуществляется магистральными трубопровода-
ми, подлежащими в процессе эксплуатации техническому обслуживанию и
ремонту. Важнейшими при этом являются работы по резке линейной час-
ти трубопровода, вырезке ремонтных катушек, подключению отводов к
действующим магистральным трубопроводам без остановки перекачки
продукта и другие связанные с резкой трубопроводов работы. Выполнение
этих работ с помощью УКЗ обладает характерными особенностями и пре-
имуществами, К ним относятся большая скорость резки, высокая надеж-
ность процесса, возможность дистанционного управления им с любого
расстояния, возможность получения отверстий и разрезов различных форм
и размеров в зависимости от геометрии зарядов.

На основании выполненных исследований, проведенных в ИЭС НАН
Украины и ВНИИСПТнефть (г. Уфа, Россия), определены параметры
УКЗ из условия обеспечения оптимальной режущей способности кумуля-
тивной струи и разработаны оригинальные и простые по конструкции ус-
тройства для РВ на магистральных трубопроводах (рис. 4.30, 4.31).

Для поперечной резки трубопроводов при вырезке катушки или дефект-
ного участка разработано устройство на основе УКЗ типа ТрККН (трубо-
рез кумулятивный кольцевой наружный). Это устройство (рис. 4.30, а) со-
стоит из двух полуколец УКЗ и нескольких установочных фиксаторов, в
том числе двух соединительных, и держателя электродетонатора. Фиксато-
ры выполнены из полиэтилена и обеспечивают соединение полуколец в
кольцо и их равноудаленное расположение относительно поверхности тру-
бы на заданном фокусном расстоянии. Один из фиксаторов имеет отверс-
тие для установки электродетонатора, с помощью которого осуществляет-
ся инициирование трубореза. При взрыве ТрККН полностью перерезает
стальной магистральный трубопровод с толщиной стенки, как правило,
равной диаметру УКЗ (рис. 4.30, б). Труборезы типа ТрККН предназначе-
ны для резки магистральных трубопроводов и других трубчатых конструк-
ций диаметром от 150 до 1420 мм с толщиной стенки от 10 до 30 мм.
Рнс. 4.30. Взрывное устройст-
во типа ТрККН (а), вид реза
трубы с помощью этого уст-
ройства (б) и омедненная кром-
ка реза (б):

1 — фиксатор фокусного рассто-
яния; 2— полукольцо УКЗ; 3—
замок; 4 — разрезаемая труба;
5 — держатель электродетонато-
ра; 6— электродетонатор

Технология вырезки катушки или дефектного участка из трубопрово-
да, заполненного нефтью или нефтепродуктами, предусматривает исполь-
зование двух труборезов. Места установки труборезов на трубопроводе на
ширине -50 мм тщательно защищаются по всему периметру трубы. После
установки труборезов котлован, где проводится вырезка катушки, запол-
няется перед взрывом слоем воздушно-механической пены толщиной не
менее 1 м над трубой (см. также гл. 6). Применение пены надежно предо-
твращает возникновение пожаров и взрывов при вырезке катушки из пов-
режденного трубопровода, когда в околотрубном пространстве и внутри
трубы могут присутствовать взрывоопасные концентрации горючих сме-
сей. На рис. 4.32 представлен момент опорожнения дефектного участка
бензопровода непосредст-
венно после вырезки это-
го участка взрывом двумя
труборезами с применени-
ем воздушно-механической
пены.

Иногда трубопровод на-
ходится в напряженном со-
стоянии под воздействием
сжимающих напряжений.
В этом случае катушка пос-
ле взрыва может заклини-

Рнс. 431. Устройства для РВ на
трубопроводах:

а — труборез типа ТрККН, б — тру-
борез типа ТрККС, в — то же, что
«а», установленный под некоторым
углом к оси трубы, г — внешний вид
трубореза ТрККС (1 — электродето-
натор, 2 — дистанционная бобышка.
3 — собственно УКЗ, 4 — соедини-
тельный элемент)
Рнс. 4.32. Монтаж ТрККН на нефтепродуктопровод (о} н истечение из него нефти (б) и
бензина (б) после вырезки «катушки» с применением пенной защиты

ваться. Для облегчения удаления (демонтажа) вырезанной катушки поми-
мо двух поперечных труборезов на трубопровод устанавливают три продо-
льных УКЗ. После взрыва катушка разрезается дополнительно еще на три
части, удаление которых уже не вызывает затруднений.

Если катушка длинная, ее вырезку целесообразно производить трубо-
резом, установленным в плоскости, перпендикулярной к оси трубы, и
труборезом, наклоненным к ней под небольшим углом (рис. 4.31, в). Оче-
видно, что такая схема вырезки предотвращает заклинивание катушки.

Для вырезки дефектных задвижек, клапанов и другой трубопроводной
арматуры разработана технология, согласно которой на трубопроводе по
обе стороны от задвижки устанавливают труборезы, рядом с которыми рас-
полагают навитый по спирали заряд ВВ из стандартного ДШ. Иницииро-
вание ДШ осуществляется труборезами. При взрыве происходит разреза-
ние и обжатие вырезаемого участка, в результате чего последний легко
удаляется из трубопровода.

Кроме перечисленных условий применимости УКЗ для РВ на ма-
гистральных трубопроводах изучено влияние взрыва УКЗ на состояние
металла трубопровода в зоне реза. Установлено, что деформация трубы
находится в допустимых пределах и не превышает -20 % толщины стен-
ки трубы.

При проникании кумулятивной струи в стенку трубопровода происхо-
дит налипание меди на кромку реза аналогично плакированию сваркой
взрывом стали медью. Внедрение кумулятивной струи приводит также к
образованию УВ в материале трубы вблизи зоны реза, под воздействием
которых происходят структурные изменения на глубине 10... 15 мм и
увеличение твердости, причем размеры зоны упрочнения меньше раз-
меров ЗТВ при последующей дуговой сварке новой катушки. Тем не
менее омедненная часть трубопровода вместе с измененной структурой
и твердостью, как правило, удаляется при подгонке новой катушки га-
зовой резкой или зачисткой шлифовальным кругом.

Применение УКЗ и на его основе ТрККН на магистральных трубо-
проводах России и Украины в период с 1973 до 1990 г. позволило осущес-
твить вырезку более 3000 ремонтных катушек, задвижек и клапанов, что
улучшило культуру производства, исключило тяжелый физический труд,
Рис. 4.33. Устройство на
основе УКЗ для под-
ключения отвода к неф-
тепродуктолро&оду (объя-
снения в тексте)

повысило технику безопасности и в значительной степени снизило трудо-
емкость работ и время простоя трубопроводов. Так, время вырезки катуш-
ки на трубопроводе диаметром 1200 мм сократилось в 6...8 раз по сравне-
нию с ранее применявшейся технологией с использованием газовой резки.
Использование этой технологии на трубопроводном транспорте продолжа-
ется и в настоящее время.

Для вырезки отверстий в трубопроводах, при врезке отводов в дейст-
вующие нефтепроводы разработано устройство на основе УКЗ, констру-
кция которого представлена на рис. 4.33. При отработке устройства были
определены допустимые зазоры между УКЗ и стенкой отвода, толщина
крышки приемной камеры, разработаны конструкции защитного экрана,
крестовины многоразового действия для крепления седлообразного УКЗ и
приспособления для доламывания перемычки под стыком УКЗ в случае
недореза.

Монтаж устройства на нефтепроводе выполняется в следующем по-
рядке. К нефтепроводу 1 в центре предполагаемого отверстия приварива-
ют гайку 2, а соосно ей — защитный экран 3, отводной патрубок 4, отк-
рытую задвижку 5 и приемную камеру 6 с фланцем. Крестовину 7 с при-
крепленным на кронштейнах седлообразным УКЗ 8 и электродетонато-
ром устанавливают на гайку с помощью вспомогательной штанги. Затем
составной шток 9 ввинчивают в гайку, прижимая крестовину с УКЗ к
трубопроводу. После выведения через герметичный вывод концов элект-
родетонатора на приемную камеру устанавливают крышку 10. Закрепле-
ние ее на фланце производят с помощью болтов 11. Уплотнение между
крышкой и штоком достигается сальником 72, а между крышкой и флан-
цем приемной камеры — поронитовой прокладкой. При подрыве УКЗ за-
щитный экран надежно защищает отводной патрубок, а вырезанная часть
трубопровода внутренним давлением жидкого нефтепродукта выталкивает-
ся вместе со штоком за задвижку в приемную камеру. После закрытия за-
движки приемная камера вместе со всем содержимым отстреливается коль-
цевым труборезом. В дальнейшем устройство для отвода вырезанной части
трубы и приемная камера используются многократно. В связи с тем, что
комплект устройства снабжен крестовинами различной длины, устройс-
тво является универсальным и пригодно для врезки отводов любых диаме-
тров.

Седлообразный УКЗ (рис. 4.31, б, г) изготавливается путем формова-
ния из одного прямолинейного отрезка заряда. В некоторых случаях в мес-
те стыка УКЗ возможен недорез трубы. Для повышения надежности ра-
боты седлообразного УКЗ предложен способ его инициирования в точ-
ке, равноудаленной от стыка, где в этом случае происходит повышение
давления за счет схождения волн и, следовательно, разрушение недореза.
Если недорез все-таки имеет место, то с помошью рычагов через про-
ушины штоку сообщается возвратно-поступательное движение, за счет
чего недорезанная перемычка доламывается.

Для вырезки отверстия в трубопроводе разработано устройство на
основе УКЗ типа ТрККС (труборез кумулятивный кольцевой седлообраз-
ный). Это устройство состоит из одного седлообразного УКЗ и четырех
фиксаторов, в том числе с держателем электродетонатора (рис. 4.31, б, г).
Труборез типа ТрККС предназначен для вырезки отверстий диаметром
от 80 до 970 мм в магистральных трубопроводах диаметром от 220 до
1420 мм с толщиной стенки 8...22 мм. При взрыве ТрККС вырезает отвер-
стие в магистральном трубопроводе с толщиной стенки равной 0,8 диаме-
тра УКЗ. В соответствии с техническими условиями ИЭС НАН Украины
может изготавливать по заказам-нарядам 586 типов ТрККС.

Применение наземной резки взрывом на стадии освоения технологии.
При эксплуатации магистральных нефтепроводов в условиях Западной
Сибири (отсутствие автомобильных и железных дорог, удаленность от на-
селенных пунктов, незамерзающие болота, низкие температуры, все уве-
личивающаяся напряженность грузового потока) особое значение имела
продолжительность подготовки и проведения профилактических работ на
нефтепроводах и при ликвидации аварийных ситуаций на трассах магист-
ральных нефтепроводов.

Все работы, проводимые на нефтепроводах, связанные с остановкой
перекачки продукта на продолжительный период на каком-либо из участ-
ков нефтепровода или нефтеперекачивающей станции отрицательно ска-
зываются не только на технико-экономических показателях таких транско-
нтинентальных нефтепроводов, как Усть-Балык— Курган—Уфа—Альметьевск
и Сургут—Полоцк (производительностью более 240 000 м3/сут перекачива-
емого продукта), но и на всех нефтепромыслах Западной Сибири, даже
таких уникальных, как Самотлор.

Поэтому все мероприятия, направленные на сокращение времени ос-
тановки нефтепровода, его участков или нефтеперекачивающих станций
при проведении профилактических и ремонтных работ приобретают особое
значение. Использование технологии резки труб взрывом при эксплуатации
магистральных нефтепроводов позволило значительно сократить время на
проведение таких операций, как ремонт линейной части нефтепровода с
заменой дефектного участка, подключение вновь вводимых в эксплуата-
цию нефтеперекачивающих станций к действующему нефтепроводу, под-
ключение резервных ниток, вырезке дефектных задвижек, вырезке «окон»
в трубопроводе и т. д.
Управление магистральными нефтепроводами Западной и Северо-
Западной Сибири впервые использовало процесс РВ труб в 1973 г. На
нефтеперекачивающей станции Вагай нефтепровода Усть-Балык—Омск
на камере регулятора давления были вырезаны три «катушки» длиной
3000 мм и диаметром 500 мм для установки задвижек. Вырезка произво-
дилась на нефтепроводе, полностью заполненном нефтью, под 1,5-
метровым слоем пены ОП-1 и осуществлялась в котловане емкостью
60 м3, т, е. примерно равной предполагаемому объему выхода нефти. Од-
новременно производился подрыв шести кольцевых зарядов (общий вес
заряда на один рез составил 850 г гексогена). Заряды укреплялись на трубе
с помощью замков и фиксаторов. Инициирование зарядов производи-
лось электродетонаторами ЭД-8, соединенными в последовательную или
параллельную цепь. Расстояние от здания насосной станции составляло
-10 м.

При подрыве зарядов происходило полное разделение трубы; возгора-
ния нефти или ее паров взрыв не вызывал. Воздействие УВ и звуковой
эффект взрыва были значительно ослаблены слоем пены. Время, затрачен-
ное на подготовку к резке и собственно вырезку трех катушек, составило
-3 ч, в то время как по традиционной огневой технологии резки нефте-
проводов на эту работу потребовалось бы не менее 24 ч.

На 21 ч было сокращено время простоя головной насосной станции
Вагай нефтепровода Усть-Балык—Омск. Потеря производительности неф-
тепровода при остановке перекачивающей станции Вагай составляла око-
ло 5000 т/ч. Таким образом, уже первое применение технологии РВ неф-
тепроводов позволило дополнительно перекачать 90 000 тыс. т нефти.

В течение 1973 г. была освоена РВ нефтепроводов диаметром 523 мм с
толщиной стенки 10 мм. Она применялась как на перекачивающих стан-
циях (резка технологических трубопроводов), так и на трассе нефтепрово-
да (ликвидация аварийной ситуации на нефтепроводе Шаим—Тюмень).

Освоение РВ трубопроводов позволило управлению в течение 1976 г.
произвести 77 операций РВ для подключения вновь вводимых в эксплуа-
тацию нефтеперекачивающих станций, вырезки задвижек и обратных кла-
панов, вырезки дефектных участков нефтепровода, врезки отводов и т. д.
На каждой операции РВ время простоя нефтепровода сокращалось на
14...16 ч.

Особенно эффективно зарекомендовала себя эта технология при стро-
ительстве и испытании нефтепровода Сургут—Полоцк, За период испыта-
ния этого трубопровода проведено 102 операции РВ. Суммарное время
простоя участков трубопровода было сокращено почти на 10 сут.

В целях распространения опыта высокоэффективного и безопасного
технологического процесса РВ труб в практику эксплуатации магистраль-
ных нефтепроводов бывшего СССР в условиях переувлажненной местнос-
ти и на болотах в управлении проведено Всесоюзное учение с участием
ведущих специалистов всех подразделений Главного управления по транс-
портировке и поставке нефти (Главтранснефтъ) Министерства нефтяной
промышленности СССР. Участники учения познакомились с технологией
вырезки «катушек», врезки отводов, вырезки «окон» и т. д.
По ходатайству Главтюменьнефтегаза его подразделениям — объеди-
нениям Нижневартовск нефть и Сургутнефть была оказана методическая и
практическая помощь в освоении технологического процесса РВ трубоп-
роводов.

В целом в период с 1973 до 1980 г. в управлении проведено 635 опера-
ций РВ на нефтепроводах диаметром 539...1220 мм с толщиной стенки до
22 мм. Экономический эффект (в ценах 1980 г.) составил 13 110,0 тыс. руб.

В 1996—1998 годах ИЭС НАН Украины проводил работы по ликвидации
шахтных пусковых установок (ШПУ) межконтинентальных баллистических
ракет СС-19 и СС-24 в рамках работ по ликвидации стратегических наступа-
тельных вооружений. Операция ликвидации ШПУ сводилась к разрушению
ее верхней части высотой около 6 м. Всего было ликвидировано 37 ШПУ.

Производство работ осуществлялось по двум технологиям. Первая из
них, разработанная в 1992 г. при ликвидации учебной ШПУ (г. Первомайск),
предполагает использование только резки взрывом. Вторая технология была
разработатана совместно с фирмой «АГВА» (Германия) и основана на совме-
стном использовании гидроабразивной резки и резки взрывом. Эта техноло-
гия позволяла осуществлять взрывные работы в непосредственной близости
от жилых домов (радиус опасной зоны 50 м), что достигалось разрезанием
стальных плит гидрорезкой до начала производства взрывных работ. В обеих
технологиях использовались УКЗ, а также впервые были испытаны ОКЗ для
формирования шпуров в металло-железобетонной конструкции.

В настоящее время ОКЗ находится на стадии приемочных испытаний
при ликвидации корпуса крупного дробления на ОАО «Полтавский ГОК»
(сооружение по размерам и сложности производства работ в десятки раз
превышает объем работ при ликвидации ШПУ).

4.12.	ИСПОЛЬЗОВАНИЕ РЕЗКИ ВЗРЫВОМ
В СОЧЕТАНИИ С МУФТАМИ, ОБЖИМАЕМЫМИ ВЗРЫВОМ,
ПРИ РЕМОНТЕ МАГИСТРАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ

Наиболее трудоемкими операциями при техническом об-
служивании нефте- и газопроводов являются работы, связанные с огневой
резкой и сваркой трубопроводов. В аварийных ситуациях, например при вы-
резке и замене дефектной катушки, подготовительные и огневые работы мо-
гут занимать от 20 ч до нескольких суток, в зависимости от сложности участ-
ка и его размеров.

С целью значительного сокращения времени простоев трубопровод-
ных магистралей в ИЭС НАН Украины создан новый высокопроизводите-
льный метод сварки трубопроводов с использованием муфт, обжимаемых
взрывом, в том числе в сочетании с РВ. Технология позволяет полностью
исключить такие трудоемкие операции, как вырубку окон, набивку глиня-
ных пробок, газовую резку дефектной катушки, подгонку кромок. Кроме
того, исключается сложная операция по установке новой катушки со
строгим фиксированием сварочных зазоров в пределах 2..3 мм. При этом
сварка труб производится не встык, а внахлестку с загерметизированными
концами в безопасных условиях.
Рнс. 4.34. Соединение трубопровода с помощью муфт,
обжимаемых взрывом, с последующей дуговой сваркой

Суть технологии со-
стоит в том, что после
вскрытия ремонтируемо-
го участка трубопровода с
помощью УКЗ и с испо-
льзованием пенной защи-
ты вырезается и удаляется
дефектная катушка. Не
производя разделки кро-
мок под сварку, устанав-
ливается новая катушка с
навешенными на ее кон-
цах муфтами и гермети-
зирующими хомутами. За-

зоры стыков соединяемых труб, которые могут быть не более 10 мм, гер-
метизируются стальными хомутами с резиновыми прокладками. Муфты
надвигаются на хомуты, как показано на рис. 4.34. Устанавливаются пло-
ские кольцевые заряды, взрыв которых производит обжатие концов муфт
на соединяемых трубах.

После проверки загазованности котлована выполняется сварка плавле-
нием нахлесточных швов, соединяющих муфты с трубой, и контролирует-
ся качество швов.

В реальных условиях в связи с овальностью труб, несоосностью сты-
куемых концов и допусков на их изготовление по диаметру, а также учи-
тывая, что технология предполагает использование стальных хомутов с
резиновыми прокладками толщиной 3...4 мм, оптимальный зазор должен
быть не более 10 мм. Таким образом, диаметр муфт 2^ = Д +	+ 20, где

Д — диаметр соединяемых труб. Длина муфт выбирается в пределах
200...500 мм, поскольку технологию наиболее целесообразно использовать
для соединения труб диаметром от 530 до 1220 мм.

Материал муфт по свариваемости должен соответствовать материалу
соединяемых труб. Как правило, это спокойная, полуспокойная низкоуг-
леродистая или низколегированная трубная сталь. Изготавливаются муфты
из листовой стали или из труб большего диаметра, чем требуется для муф-
ты, путем вальцовки, соответственно, листовой или трубной заготовки с
вырезанным участком. Продольные сварные швы термически обрабаты-
ваются и обязательно контролируются.

Технология обжатия муфт взрывом, в частности выбор типа В В, высо-
ты заряда и способа его инициирования, отрабатывается предварительно
на отрезках труб различных типоразмеров из сталей марок 09Г2С, 20,
17Г1С. Из существующих ВВ наиболее технологичным и не требующим
сложных операций при изготовлении зарядов является детонирующий
шнур марки ДШ—А. Для отработки технологии обжатия муфт была про-
ведена серия экспериментов по определению радиальной деформации кон-
цов труб в зависимости от величины плоских кольцевых зарядов. Исполь-
зовались стандартные трубы диаметром от 530 до 1220 мм с толщинами
стенок от 8 до 15 мм.
ДШ—А наматывается на концы труб с плотным прилеганием витка к
витку. Установлено, что радиальная деформация различна для труб с разной
толщиной стенок. Она варьирует в пределах 5 мм в зависимости от диамет-
ра труб при постоянной толщине стенки. При увеличении количества вит-
ков деформация увеличивается почти пропорционально. Например, для
труб с толщиной стенок 8 и 10 мм деформация растет в пределах 10... 15 мм
до появления гофр. Для труб с толщиной стенок 12...15 мм деформация ра-
стет от 5 до 8 мм при однослойном наложении витков ДШ. Деформация
резко увеличивается при наматывании витков в два слоя. В целом длина
первого слоя выбирается в пределах (5...7)6Н второго — (2...3)8]. При этом
навеска ВВ на единицу поверхности муфты находится в пределах 0,2...0,5
г/см3, исходя из того, что в 1 пог. м ДШ содержится примерно 12 г ВВ.

На каждый конец муфты устанавливается по одному заряду. На про-
дольный сварной шов муфты, непосредственно на его усиление, устанав-
ливаются дополнительные отрезки шнура (2...3 отрезка) поперек основ-
ного заряда. Инициируются основные заряды через дополнительные отре-
зки ДШ с помощью электродетонатора. Направление детонации должно
быть от центра муфты к ее концам. При взрыве зарядов происходит обжа-
тие концов муфты с полным устранением зазоров между муфтой и трубой.
Технология исключает образование гофр на муфтах и деформацию со-
единяемых труб.

Исследования показали, что структура и механические свойства дефор-
мированного металла существенно не изменяются. Наблюдаются единич-
ные двойники в перлитной составляющей металла, несколько повышаются
пределы прочности и текучести (не более 10 и 5 % соответственно), сни-
жается ударная вязкость, определяемая при отрицательных температурах
(примерно на 50 %). Поскольку толщина стенки муфт в 1,3... 1,4 раза бо-
льше толщины стенки труб, эти изменения не сказываются на прочности
конструкции в целом. Прочность муфтосварного соединения магистраль-
ных трубопроводов определяется только прочностью углового сварного
шва, который оказывается равнопрочным основному металлу трубы при
выполнении сварки согласно ГОСТ 5264—69.

Натурные гидроиспытания согласно СНиП Ш ДЮ—72 проводились
на трубах диаметром 530 мм с толщиной стенки 8 мм, диаметром 720 с
толщиной стенки 6 мм и диаметром 1020 с толщиной стенки 10,5 мм, сое-
диняемых муфтами с обжатием взрывом соответственно диаметром 570 мм
с толщиной стенки 11 мм, диаметром 760 с толщиной стенки 11 мм и ди-
аметром 1060 с толщиной стенки 14 мм и дали положительные результаты,
чем была доказана возможность применения новой технологии на магист-
ральных трубопроводах.

Промышленные испытания технологии проведены еще в 1978 г. Юж-
ным управлением магистральных нефтепродуктопроводов на трубопроводе
Узень—Гурьев диаметром 530 мм с толщиной стенки 8 мм, который до
настоящего времени находится в эксплуатации.

Использование муфт, обжимаемых взрывом, для сварки магистраль-
ных нефте- и газопроводов позволяет получать значительный экономичес-
кий эффект. Технологию наиболее целесообразно применять при аварий-
но-восстановительных работах на линейной части трубопроводов.
4.13.	РЕЗКА ВЗРЫВОМ ПОД ВОДОЙ

4.13.1.	Особенности подводной резки взрывом

Увеличение добычи нефти и природного газа на морских
промыслах [309а] влечет за собой рост количества морских стационарных
платформ, расширение сети подводных магистральных трубопроводов, при
техническом обслуживании и ремонте которых возникают проблемы, связан-
ные с резкой труб. Поэтому появляется необходимость в разработке н внед-
рении новых технологий для сооружения и ремонта подводных конструкций,
связанных с морской добычей нефти и газа, а также для их демонтажа.

В настоящее время применяются технологии подводной резки н свар-
ки металлических конструкций традиционными методами на глубине до
250 м. Однако в последние годы подводные работы проводятся и на глу-
бинах 500.. Л ООО м [3096].

Наряду с другими методами начиная с 1960-х годов применяют взрыв-
ной способ резки металлоконструкций. Сейчас он используется при выпо-
лнении различных подводных работ на глубине до 300 м [309в, г].

По мере выработки месторождений нефти и газа возрастает количест-
во стационарных платформ и трубопроводов, которые после окончания
эксплуатации таких месторождений подлежат демонтажу. Особые пробле-
мы возникают при демонтаже платформ, основания которых имеют массу
15...30 тыс. т на участках моря глубиной 100...200 м. Стоимость полного
демонтажа таких платформ может достигать 100...200 млн дол. США, что
составляет 30...50 % первоначальных затрат на строительство сооружения
и его установку. Традиционными остаются операции, связанные с подвод-
ными ремонтными работами по разделке корпусов затонувших судов, с
постройкой дамб и другими аналогичными работами. Таким образом, рез-
ка металлоконструкции под водой становится все актуальнее.

РВ с помощью УКЗ выгодно отличается от термических способов рез-
ки в подводных условиях. К ее преимуществам относятся простота обору-
дования и установки подводного заряда, дистанционносгь процесса и в
связи с этим относительно небольшое время пребывания водолаза под во-
дой. Кроме того, возможность применения процесса резки не зависит от
глубины погружения, а для его осуществления не требуются специалисты
высокой квалификации. РВ в некоторых случаях вообще незаменима, на-
пример при работах на объектах с горючими или газообразными взрыво-
опасными смесями, а также при опасности сдвига и обрушения частей
разрезаемых конструкций.

Для обеспечения возможности образования высокоскоростной куму-
лятивной струи в подводных условиях полость кумулятивной выемки дол-
жна быть защищена от попадания воды. Для этих условий разработан УКЗ
в пенопластовой защитной оболочке, охватывающей его корпус и запол-
няющей кумулятивную выемку. Потеря эффективности действия УКЗ при
этом не превышает 10...15 %. Подобные заряды способны работать на глу-
бинах до 50 м. При необходимости проведения работ на глубинах 60...70 м
на защитную оболочку наносят предотвращающее попадание воды покры-
тие, а на глубинах до 200 м, еще доступных для водолаза, и на глубинах до
600 м, требующих использования манипулятора, УКЗ помещают в метал-
лическую оболочку из соответствующего материала.

При взрыве подводного заряда в воде возникают УВ, которые могут
нанести ущерб ихтиофауне акваторий, имеющих рыбохозяйственное зна-
чение. Допустимый уровень интенсивности УВ под водой не должен пре-
вышать 0,6...1,0 МПа. Очевидно, что промышленное применение техно-
логии РВ под водой будет обладать эффективными мерами защиты ихтио-
фауны от воздействия взрыва.

4.13.2.	Кумулятивные заряды типа ВЬАОЕ™

Заряды данного типа предложены фирмой Коуа! Огйпапсе
оГ ВпСвИ Азгерасе ЭеГепсе (Великобритания). По мнению разработчиков этих
зарядов, необходимость расчленения некоторых видов крупногабаритной во-
енной техники, разрезки судов и космических аппаратов, проделывания от-
верстий в различных конструкциях обусловила задачу создания метола резки,
применимого как в наземных, так и в подводных условиях, который мог бы
использоваться в случае вырезки по определенному контуру и был бы без-
опасным и экономичным. Разработка способа подводного резания представ-
ляет особый интерес в связи с его большой значимостью. При этом прини-
маются во внимание неестественность пребывания человека в водной среде и
ее влияние на процесс резки, необходимость обеспечения безопасности водо-
лаза, который выполняет подводную резку. Оптимальным решением, удоб-
ным с финансовой точки зрения, является использование специальных куму-
лятивных зарядов. Очевидно, не может быть только одна технология, приме-
нимая для всех видов работ на любых глубинах. Возможны следующие техно-
логии подводной резки: дуговая, кислородн о-дуговая, кислородно-газовая,
плазменная, резка взрывом.

Прогноз по подводной резке указывает на необходимость исследова-
ний и разработок по таким направлениям.

1.	Плазменная резка со скоростью 9 м/ч для плит толщиной 40 мм
при расходе аргона -15 л/мин; возможна резка Сг-ЬП сталей и сплавов
цветных металлов.

2.	Резка взрывом с использованием специальных взрывчатых веществ
в форме полосы.

В случае, если кумулятивные заряды используются для подводной рез-
ки, должно быть предотвращено попадание воды в полость формирования
струи, поскольку наличие воды в полости препятствует струеобразованию.
Этого можно достичь путем помещения заряда в трубку, имеющую доста-
точно большой диаметр, или созданием особых кумулятивных зарядов,
полость которых заполнена инертным материалом с низкой плотностью
типа пенополиуретана.

При РВ используются заряды типа В1ас1е™ (рис. 4.35), прочные,
очень гибкие, а с учетом всей совокупности типоразмеров зарядов их мо-
жно использовать для резки по очень точному контуру различных назем-
ных и подводных конструкций.

23*
Рис. 4.35. Сечение британского за-
ряда типа В1ас1е™:

1 — медная облицовка кумулятивной
выемки; 2 — ВВ; 3 — резиновая защи-
тная оболочка; 4 — клейкий слой; 5 —
защитная фольга

Конфигурация полости спрофилиро-
вана так, чтобы ПД направлялись к ее вир-
туальной центральной плоскости, где фор-
мируется струя толщиной в несколько
миллиметров. Скорость струи может из-
меняться от 4 до 10 км/с (последнее зна-
чение представляется сильно завышен-
ным). Факторы, оказывающие влияние на
скорость струи — геометрия полости и
скорость детонации использованного ВВ.
Струя обладает очень высокой проника-
ющей способностью, которая зависит от
исходного положения заряда относительно
объекта.

Если полость имеет металлическое по-
крытие (оболочку) толщиной 1...3 мм, про-
дукты взрыва схлопывают ее, образуя ме-
таллическую струю. Струя, образованная

из продуктов взрыва, действует на относительно малых расстояниях, а по-
скольку металлическая струя более толстая, ее проникающая способность
меньше.

Эксперименты показали, что заряды с металлической профильной
оболочкой длительно сохраняют высокую стабильность свойств и прони-
кающую способность струи. Наилучшие результаты получены, когда обо-
лочка была изготовлена из мягких металлов, таких как медь или свинец.
ВВ обычно представляет собой смесь на основе пентрита или гексогена,
поскольку такие ВВ имеют высокую скорость детонации и генерируют боль-
шой объем продуктов взрыва.

Погонная навеска ВВ зависит от толщины разрезаемой преграды и от
расстояния до объекта резания. Навеска ВВ в существующих зарядах типа
В1абе™ изменяется в диапазоне 15...250 г/м.

Кумулятивные заряды типа В1аде™ могут быть жесткими или гибки-
ми. Жесткие В1абе™ имеют, как правило, прямолинейную форму. Если
составлять заряд из нескольких отрезков или секторов, возможна резка по
контуру, имеющему форму ломаной линии или многоугольника.

Указывается также, что в Нидерландах похожие жесткие кумулятив-
ные заряды производит фирма II.М. 2ате$(1, гибкие заряды — II.М. Ио-
реп! вместе с Исследовательским Центром в области химии. Хорошо изве-
стные в мире гибкие кумулятивные заряды В1абе™ изготавливаются в Ве-
ликобритании.

Технология РВ с помощью гибких зарядов типа В1абе™ может испо-
льзоваться для разделки большой номенклатуры материалов с большой
скоростью и высокой точностью. Она является гибкой и легко адаптирует-
ся для резки любого вида. При резке с помощью зарядов В1ас1е™ высво-
бождается большая энергия, тем не менее в течение весьма короткого
процесса струепроникания не отмечается плавления или образования пла-
змы. При детонации ВВ заряд В1абе™ формирует и концентрирует свое-
Таблица 4.17. Режущее лезвие типа [Пайе™

Размер режу- щего лезвия	Профилирован- ное В В, г/м	Толщина стали, мм	Минимальный радиус кривой в плоскости, мм	Минимальный радиус кривой для труб, мм
100	100	6	200	50
240	240	10		
450	450	15	300	100
1150	1150	25	400	

образное медное лезвие, которое движется внутри преграды со скоростью
несколько километров в секунду, что обеспечивает точную и управляемую
резку. Режущий заряд В1а<Де™ применим для точной резки металлических,
неметаллических и многослойных материалов.

Согласно проведенным испытаниям заряд ВЫе™ гарантирует глубо-
кую и очень точную резку в конструкциях в зависимости от навески ВВ
(табл. 4.17). Он используется главным образом тогда, когда большинство
традиционных методов не применимо. Например:

•	для дистанционной резки;

•	в неблагоприятной окружающей среде;

•	при последовательной (многократной) резке;

•	для одновременной или обычной резки;

•	для резки трубчатых или плоских тел.

Примеры специальных применений:

1.	Резка в особых случаях (разделка негабарита, обрушение конструк-
ций и т. п.).

2.	Одновременная быстрая резка для утилизации материалов.

3.	Резка любых материалов.

4.	Быстрая резка стали и бетона, позволяющая экстренный доступ
внутрь объекта.

Преимущества использования зарядов типа ВЫе™: возможность по-
лучения заданного контура резки; быстрота и легкость применения; воз-
можность резки вдоль длины изделия (мищени); наличие в заряде В1ас1е™
самоклеющегося покрытия и защитной пленки.

При изготовлении заряд снабжается гибкой резиновой или неопрено-
вой оболочкой. Он обладает способностью легко принимать форму разре-
заемого объекта, надежен в эксплуатации. После взрыва металлический
материал кумулятивной выемки полностью исчезает. Режущее лезвие типа
В1асЗетм инициируется с помощью стандартной аппаратуры и стандартного
электродетонатора. Детонаторы могут быть помещены непосредственно в
контакте с ВВ типа ВЕМЕХ 200. В течение длительных испытаний режу-
щий заряд В1а<Де™ показал 99,66 % надежности при принятом миниму-
ме 95 %.

Минимальный радиус кривой огибания определен как минимальный
внутренний радиус, при котором характеристики и эффективность заряда в
целом сохраняются. Режущие лезвия типа В1а<Де™ могут использоваться и
при меньшем радиусе, но эффективность резки при этом уменьшается. Гео-
метрия ВВ определяет характеристику струи, которая проявляется в хоро-
шем соотношении глубины проникания и размера заряда. Режущие лезвия
ВЫе™ представляют собой гибкую медную полоску углового профиля, по-
крытую пластичным ВВ (в большинстве случаев ВВ типа ЭЕ МЕХ 200).

Оболочка заряда выполнена из малоплотной пористой резины, кото-
рая выполняет роль несущего и защитного элемента. Оболочка обеспечи-
вает также нужное расстояние между медной режущей струей и объектом.
Режущие лезвия типа ВШе™ длиной 2 м сматываются в катушку. Допус-
кается транспортировка по железной дороге, морским или воздушным
транспортом. Заряд ВЫе™ может сохраняться и использоваться в сухих
или влажных условиях среды при температуре от -21 до 63 °С и не повре-
ждается при опускании в воду на малую глубину (~1 м), но может повреж-
даться на глубине больше 3 м. Заряд могут использовать как гражданские,
так и военные потребители.

4.13.3.	Защитные оболочки для подводных зарядов
конструкции ИЭС НАН Украины

Определено давление в УВ, образующихся при подводном
взрыве различных УКЗ, а также проведены исследования влияния разнообраз-
ных типов защитных экранов на степень гашения УВ. С целью определения
эффективности способов и средств зашиты проведены измерения давления
УВ при взрыве отрезков УКЗ диаметром 19 мм и длиной 250 мм, помещен-
ных в различные защитные экраны: сухой песок, пенопласт, гравий керамзи-
товый, комбинированные экраны, состоящие из слоев песка и пенопласта, а
также экраны из воздушных пузырьков.

В связи с тем что УКЗ широко используются для технического обслу-
живания и ремонта наземных магистральных нефтепроводов, целесообразно
применять эти заряды также и для резки под водой поврежденных участков
магистральных трубопроводов в нефтяной и газовой промышленности, а
также для демонтажа оснований морских стационарных платформ. В насто-
ящее время разработана технология изготовления соответствующих подвод-
ных устройств [311]. Однако практическое использование этой технологии
требует создания специальных защитных оболочек, предотвращающих по-
падание воды в область формирования кумулятивной струи, эффективных
мер защиты от воздействия возникающих при взрыве УКЗ УВ на окружаю-
щую среду в водоемах, а также исследований по определению безопасных
расстояний при ведении подводных взрывных работ (рис. 4.36).

Рассмотрим особенности различных защитных оболочек для УКЗ при
резке под водой трубопроводов на глубине до 300 м [310—313].

Для защиты от воды области формирования кумулятивной струи при-
меняются металлическая или жесткая резиновая оболочки, а также рези-
новые камеры, которые дополнительно надуваются воздухом до давления,
равного давлению внешнего столба воды. Возможно также использова-
ние оболочек из пенопласта, причем область формирования кумулятивной
струи также может заполняться пенопластом. Глубина пробивания сталь-
ной преграды в этом случае уменьшается на 2...3 мм по сравнению с обо-
лочкой из резины.
Рис. 4.36. Устройства на основе УКЗ для резки труб под водой (а, 6 — схема, в — внеш-
ний вид) с изоляцией зоны формирования струи металлической трубкой (о) и пенопласто-
вой оболочкой (6, б):

1 — собственно УКЗ; 2 — металлическая (или резиновая) трубка; 3 — пенопластовая оболочка; 4 —
электродетонатор; 5 — соединительный элемент

Установлено, что эффективность пробивания металлических преград
резко уменьшается, если между разрезаемой трубой и защитной оболочкой
будет находиться слой воды толщиной свыше 5 мм. Поэтому при выборе
защитной оболочки следует учитывать конфигурацию и толщину разреза-
емой преграды и возможность достижения плотного контакта между ними.

Рассмотрим основные преимущества и недостатки применения для
подводной РВ различных защитных оболочек: металлической, резиновой и

из пенопласта.

Металлическая оболочка. В
качестве защитной оболочки мо-
жет применяться металличес-
кая трубка из различных мате-
риалов (табл. 4.18). Трубка из
нержавеющей стали и алюми-
ниевых сплавов выдерживает
давление воды (без остаточной
деформации) до 3 МПа. Одна-
ко оболочку из этих материа-
лов не всегда можно согнуть в
полукольца размером, соответ-
ствующим диаметру разрезае-
мой трубы. Поэтому применя-
ют пластичные металлы, такие,
как технический алюминий и

Таблица 4.18. Допускаемые значения давле-
ния воды для различных трубок защитной
оболочки

Материал	Размер тру- бы, </хЗ, мм	Максимальное давление воды, МПа
Технический алюминий	34 X 2	1,5
Алюминиевый сплав марки АМг2М	63 х 1,5	1,3
То же	70 х 1,5	1,2
Медь марки МТ	60 х 2,5	1,4
То же	45 х 2,5	3,0
Алюминиевый сплав марки Д16	85 х 2,5	3,0 и выше
Нержавеющая сталь	75 х 1,5	3,0 и выше
медь. Для подводного РВ на глубинах до 150 мм возможно использование
трубок из материалов с толщиной стенки не менее 2,0...2,5 мм, а на глу-
бинах до 300 м — более 2,5 мм. При РВ преград необходимо учитывать
толщину стенки защитной оболочки.

К основным недостаткам технологии изготовления защитной метал-
лической оболочки УКЗ для РВ труб можно отнести следующие:

•	сложность сборки и подгонки полуколец УКЗ, связанная с труднос-
тью точного расположения этих полуколец во внутренней полости защит-
ной оболочки на определенном фокусном расстоянии;

•	сложность точного изготовления оболочки, так как трубы, подверга-
емые РВ, имеют различную овальность и допуски на диаметр, вследствие
чего неизбежно появление зазоров между оболочкой и разрезаемой тру-
бой, а также между стыками полуколец, что снижает эффективность РВ
этих участков под водой.

Указанные недостатки могут быть устранены при применении более
мощных УКЗ, обеспечивающих надежное разрезание трубы.

Изготовление прямолинейных защитных оболочек не встречает осо-
бых технологических трудностей.

Герметизация защитной оболочки по торцам осуществляется медными
колпачками соответствующей толщины с использованием подходящего
клея, например «Спрут».

Резиновая оболочка. Наиболее простым вариантом защитной оболочки
этого типа являются велосипедные или мотоциклетные камеры, гермети-
зированные по торцам металлическими колпачками. Монтаж этих оболо-
чек на трубе осуществляется с помощью специальных проволочных бан-
дажей. Для проверки герметичности оболочек производится предварите-
льное их наполнение воздухом через ниппель перед погружением в воду;
окончательное заполнение оболочек воздухом осуществляется после уста-
новки их на разрезаемую трубу. В этом случае резиновая камера плотно
облегает преграду и полностью вытесняет воду из пространства между
оболочкой и трубой. Защитные оболочки этого типа были успешно при-
менены при подводной резке с помощью УКЗ трубчатых многослойных
оснований буровой платформы на глубине 33 м [309, 310].

Резиновые камеры очень чувствительны к порезам и проколам, поэтому
целесообразна дополнительная их защита из плотного материала типа бре-
зента или использование полужесткой многослойной резиновой оболочки.
Такого типа оболочки допустимо применять на глубинах не более 50 м.

Оболочка из пенопласта. Эта оболочка (см. рис. 4.36, б, в) относитель-
но проста в изготовлении. Необходима прессформа, в которую устанавли-
вается заряд и заполняется гранулами пенополиуретана. Последующая
продувка паром (при давлении -0,1 МПа) позволяет получить плотную
оболочку. В этой же прессформе предварительно монтируются детали ос-
настки для крепления подводных зарядов. Основное преимущество такой
оболочки заключается в том, что область формирования кумулятивной
струи заполнена пенопластом. Поэтому ее разгерметизация практически
исключена. Оболочка из пенопласта также использовалась при подводной
РВ оснований буровой платформы [309, 310].
Испытаниями в барокамере установлено, что такая защитная оболочка
позволяет выдерживать давление до 0,5 МПа без уменьшения глубины
пробивания прецэады.

4.13.4.	Ударные волны
при подводной резке взрывом

Приведем результаты исследований давления в УВ, распро-
страняющейся в воде при взрыве отрезка УКЗ диаметром 19 мм, длиной
250 мм (масса гексогена в УКЗ — 53 г, плотность — 1,7 г/см3), а также влия-
ние различных типов защитных экранов на гашение УВ. При изготовлении
защитных экранов использовались простые технологические приемы и извес-
тные материалы: сухой песок, пенопласт (марка ЛС-1-200), гравий керамзи-
товый, комбинированные экраны, состоящие из слоев песка и пенопласта, а
также экраны из воздушных пузырьков. Опыты проводились на полигоне
ИЭС НАН Украины в бассейне диаметром 6 и глубиной 3 м.

Схема проведения экспериментов вместе с регистрирующей аппарату-
рой показана на рис. 4.37. Заряд 3, установленный с помощью фиксатора
2 на стальной пластине 7, погружался в бассейн с водой на глубину
1,5...1,7 м и инициировался электродетонатором ЭД-8ПМ.

Регистрация давления УВ в различных точках бассейна проводилась
пятилучевым электронным осциллографом С1-33 посредством регистри-
рующих датчиков давления 6.

Осциллограф 7 работает в ждушем режиме. Запуск развертки лучей
происходит от внешнего сигнала, возникающего на пьезокристалле запус-
кающего датчика 4, установленного в бассейне так, что он первым вос-
принимает УВ. Сигнал запускающего датчика через 70-метровый кабель
поступает на вход катодного повторителя 8 с предусилителями 5 (коэффи-
циент усиления -20), а затем на генератор развертки осцилло1рафа.

Датчики давления изготавливали на основе пьезо керамики ЦТС-19 с
общим размером чувствительного элемента 1,5 х 1,5 х 0,7 мм. Конструк-
цию датчика иллюстрирует рис. 4,38. Пластины ЦТС-19 толщиной 0,3 мм
после определения направления поляризации соединялись пайкой попар-
но сплавом Вуда так, что посеребренные поверхности одинаковой поляр-
ности имели надежный электрический и акустический контакт друг с
другом, а также с 3—4 тонкими медными проводниками. Свободные кон-
цы проводников припаивались к центральной жиле 2 радиочастотного ко-
аксиального кабеля 1 типа РК-50-2-//. Внешние посеребренные поверхно-
сти пьезоэлементов тонкими медными проводниками 3 припаивались к
оплетке кабеля 1, Боковая поверхность пьезоэлемента оклеивалась слоем
сырой резины толщиной порядка 0,7 мм.

Подготовленные таким образом кристаллы покрывались составом хо-
лодного отверждения на основе эпоксидной смолы с наполнителем в виде
тонкого корундового порошка. Непосредственно перед нанесением на
пьезоэлемент состав вакуумировался в течение 5 мин для удаления пузы-
рьков воздуха. После полимеризации состава индикатор давления был
полностью герметичен и благодаря резиновому кольцу 5 защищен по боко-
Рис. 4.37. Схема измерения давления при
взрыве УКЗ под водой:

1 — преграда; 2 — фиксатор (дистанционная встав-
ка); 3 — отрезок УКЗ; 4 — запускающий датчик;
5— эмиттерные повторители; 6— датчики давле-
ния; 7 — осциллограф; 8 — катодный повторитель

вой поверхности от воздействия
УВ. Запускающий датчик 4 (см.
рис. 4.37) конструктивно выпол-
нен таким же образом, но с сен-
сором большого размера, что обе-
спечивало его большую чувстви-
тельность.

С учетом скорости распрост-
ранения звука в воде разрешаю-
щая способность пишущих дат-
чиков во времени, обусловленная
размером чувствительного элемен-
та, имеет порядок 10-6 с. Внут-
реннее сопротивление готовых дат-
чиков — не менее 100 МОм, ем-
кость определяется в основном
длиной кабеля и имеет порядок
105 пФ. Следует отметить, что

высокая чувствительность указанных датчиков дает возможность исполь-
зовать их в данном эксперименте без предварительных усилителей, т. е.
подавать сигнал с каждого датчика по 70-метровому кабелю непосредст-
венно на вход С1-33, обеспечив лишь необходимое согласование по со-

противлениям.

Для согласования высокоомного сопротивления датчиков и низкоом-
ного входного сопротивления каналов регистрации осциллографа приме-
нялись эмиттерные повторители, собранные на микросхемах 2УЭ-841А
Все пять каналов были снабжены соответствующими приставками. Вход-
ное сопротивление приставки порядка 100 нОм, выходное — 130 Ом, ко-
эффициент передачи около 0,9, полоса пропускания (20...5) • Ю6 Гц.

Все каналы осциллографа вместе с эмиттерными повторителями тари-

ровались, при этом определялась чувствительность каждого канала при
девяти положениях регуляторов усилителей осциллографа С1-33.

Калибровочный сигнал прямоугольной формы подавался с калибрато-
ра осциллографа С1-33, позволяющего фиксировать величину амплитуд
ного значения сигнала с погрешностью, не превышавшей ±5 %. Амплиту-
да сигнала на экране осциллографа измерялась также с погрешностью ±5 %

Датчики давления тарировались вместе
кабелями длиной 70 м. Опорный сигнал в
виде У В исходил от электродетонатора
ЭД-8Э при его взрыве. Значение пико-
вого давления УВ в точке размещения дат-

чика определяли

147 ГТ

Р = дПТкПа- где

ряда ВВ до точки

с присоединенными к ним

Рис. 4.38. Устройство датчика дав-
ления:

1 — коаксиальный кабель; 2 — центра-
льный провод; 3 — соединитель; 4 —
пластина пьеэокеремики; 5 — подат-
ливый наконечник

по формуле Коула [315]

К — расстояние от за-

измерения, выраженное

в радиусах заряда. Тротиловый эквивалент
Ркс. 4.39. Осциллограмма та-
рировочного импульса

электродетонатора ЭД-8Э равен 1,6 г ± 10 %.
Осциллограмма тарировочного импульса по-
казана на рис. 4.39.

Суммируя погрешность тарировки кана-
лов регистрации С1-33 (±5 %), тарировки
пьезодатчиков (±10 %) и погрешность изме-
рения амплитуды исследуемого сигнала (±5 %),
получаем суммарную погрешность экспери-
мента (±20 %).

Измерения поля давлений при взрыве в
воде отрезков УКЗ длиной 250 мм диаметром
19 мм проводили по схеме рис. 4.36. При этом
во всех опытах с имитацией натурных условий

применения УКЗ для резки металлических конструкций отрезки УКЗ кре-
пили на стальной плите размером 12 х 400 х 600 мм с зазором 20 мм.

Типичная осциллограмма волны давления, распространяющейся в нап-
равлении перпендикуляра к стальной плите, проведенного через середину
отрезка УКЗ, приведена на рис. 4.40, а. Волна давления, так же, как и волна
от взрыва одиночного заряда в воде (например, капсюля-детонатора), имеет
резкий фронт нарастания нагрузки от нуля до максимального значения с
последующим медленным снижением примерно по экспоненте.

Результаты измерений характеристик ослабления УВ по мере ее рас-
пространения представлены кривыми а...е (рис. 4.41). Здесь по оси абс-
цисс отложено расстояние от заряда до точки измерения, по оси орди-
нат — пиковое значение давления в волне.

Для получения более полной картины волновых нагрузок, генерируе-
мых в воде при взрыве отрезка УКЗ, при обработке осциллограмм опреде-
ляли значение импульса. Отсчет времени действия положительной фазы

волны давления производили от переднего
фронта волны до его снижения до нуля. На
расстоянии 2 м от места взрыва длительность
импульса от детонации отрезка УКЗ 19 сос-
тавляла примерно 10" с, а значение импуль-
са — порядка 0,01 кг - с/см2.

Дальнейшие экспериментальные иссле-
дования проводились с целью определения
возможности уменьшения ударных нагрузок в
воде с применением различных защитных
экранов.

Пузырьковая зашита исследовалась по
схеме рис. 4.37, согласно которой под иссле-
дуемым зарядом 3 на дне бассейна размещал-

Рмс. 440. Осциллограммы волн давления:

а — взрыв отрезка УКЗ без защиты; б — пузырьковая защи-
та; в — экран из сухого песка; а — экран из песка керамзи-
тового; д — пенопластовый экран; е — слоистый экран
Рис. 4.41, Кривые затухания амплитуды
УВ с расстоянием. Условные обозначения
см. на рис. 4.40

ся резиновый шланг с отверстиями
(диаметр -1 мм) в верхней части,
свернутый плоской спиралью. Диа-
метр наибольшего витка — 0,6 м.
Пузырьки воздуха, подаваемого от
компрессора, пройдя через отверс-
тия, поднимались к поверхности во-
ды, образуя таким образом пузырь-
ковую область, в центре которой на-
ходился заряд, укрепленный на сталь-
ной плите.

Типичная осциллограмма давле-
ния, записанная при использовании
такой зашиты, показана на рис. 4.40
(б). Сравнивая ее с осциллограммой
УВ от УКЗ без защиты, можно ви-
деть, что форма импульса практичес-
ки не меняется, фронт волны остает-
ся достаточно крутым. Отметим при
этом существенное понижение амп-
литудного уровня нагрузки. Кривая 6
(см. рис. 4.40) показывает, что во
всей области исследований максима-

льные давления в волне, прошедшей
через слой воды, насыщенной воздушными пузырьками, значительно ни-
же амплитудных нагрузок в тех же точках при срабатывании УКЗ без за-
щиты. Например, на расстоянии 2 м от заряда пиковое давление в волне
упало до 1,5 кПа по сравнению с давлением 15 кПа, имевшем место без

применения защитных средств.

Дальнейшие эксперименты проводились с использованием защитных
экранов на основе сухого песка, пенопласта, гравия керамзитового, а так-
же комбинированных — из чередующихся слоев пенопласта и сухого пес-
ка. Опыты с перечисленными защитными устройствами проводились по
схеме рис. 4.37. При этом вместо незащищенного заряда на той же глуби-
не помещался экранированный заряд (рис. 4.42), Толщина защитных эк-
ранов составляла примерно 200 мм, т. е. порядка десяти диаметров заряда.
Экраны из таких материалов, как песок и гравий керамзитовый, изготав-
ливались из кусков резиновых автомобильных камер, внутрь которых за-
сыпался материал, а концы камер зажимались плоскими струбцинами для
изоляции внутреннего объема от воды. Экран состоял из трех слоев пено-
пласта, каждый по 50 мм толщиной, и двух слоев песка толщиной по
20 мм, расположенных между пластинами пенопласта.

Типичные осциллограммы давления, зарегистрированные при исполь-
зовании перечисленных защитных устройств, приведены на рис. 4.40. В от-
личие от пузырьковой защиты экраны из гравия керамзитового, сухого пес-
ка и пенопласта качественно изменили характер нагрузки, сделав фронт
пологим, волну более длинной с одно-
временным существенным снижением дав-
ления в лике. Зависимость от расстоя-
ния амплитудных значений давления УВ
при взрыве отрезка УКЗ 19 без защиты и с
различными экранами сведена в общий
рис. 4.41. Указанные графики характеризу-
ют защитные свойства экранов с использо-
ванием: пузырьковой защиты (б), сухого
песка (в), гравия керамзитового (г), пено-
пласта (д) и комбинированного слоистого
экрана (е).

Расчет осциллограмм, зарегистрирован-
ных при использовании защитных экранов
из гравия керамзитового и пенопласта, по-
казал, что длительность импульса в среднем
увеличилась в 5 раз (до 5- 10й с-1), а его
значение уменьшилось до 0,002 кг - с/см2 по
сравнению с импульсом 0,01 кг - с/см2 при
взрыве такого же отрезка УКЗ без защиты.

Рассматривая эти результаты с техно-

Ркс. 4.42. Схема защитного уст-
ройства:

1 — стальная плита; 2 — фиксатор
фокусного расстояния; 3 — УКЗ;

4 — защитный экран

логической точки зрения, следует отметить, что наиболее приемлемым
можно считать гравий керамзитовый марки 500. Устройство на его основе

при практически нулевой плавучести не требует для погружения дополни-
тельного балласта, как в случае использования пенопласта.

Сравнительная характеристика испытанных защитных экранов приве-
дена на рис. 4.43. Здесь на оси ординат указано отношение максимальных
значений давления в волне при взрыве отрезка УКЗ диаметром 19 мм в

воде к пиковому значению давления, записанному для случая взрыва та-

линных защитных сред при
взрыве УКЗ в воде (измерения

на удалении 3,5 м от заряда)

кого же УКЗ с использованием различных
защитных экранов. Результаты измерений по-
казывают, что на расстоянии от 1 до 3,5 м
пузырьковая защита снижает давление в
5 раз, экран из песка — в 10, из гравия керам-
зитового — в 20, из пенопласта — в 30, из
чередующихся слоев песка и пенопласта — в
40 раз.

По технологическим и экономическим
показателям можно также применять пено-
пластовый экран, который одновременно
служит и защитной оболочкой УКЗ и может
выполнять роль своеобразной пузырьковой
защиты. При необходимости область безопа-
сного воздействия на ихтиофауну может быть
расширена путем отпугивания рыбы из зоны
взрыва УКЗ в радиусе до 3...5 м акустически-
ми методами.
4.13.5.	Инициирование и передача
детонации удлиненных кумулятивных зарядов
под водой

Рассмотрим основные условия надежного инициирования
и передачи детонации под водой в УКЗ на основе гексогена, заключенных в
защитные оболочки. Исследования осуществлены на полигоне ИЭС НАН
Украины в специальном бассейне диаметром 6 и глубиной 3 м.

В опытах использовали УКЗ 19 и УКЗ 30 длиной 150...200 мм. В каче-
стве защитной оболочки применяли алюминиевые трубки диаметром
34 мм с толщиной стеики 2 мм и диаметром 70 с толщиной стенки 3 мм,
которые герметизировались по торцам с помощью медных колпачков тол-
щиной 0,3 мм и клея на основе эпоксидной смолы.

Инициирование УКЗ, расположенных в защитных оболочках, осущест-
влялось электродетонатором марки ЭД-6ПМ и промежуточного заряда на
основе гексогена в медной оболочке, которые располагались на различном
расстоянии от УКЗ по схеме, представленной на рис, 4.44. На рисунке
обозначены: Л — расстояние между электродетонатором и промежуточ-
ным зарядом; Л2 — расстояние между промежуточным зарядом и подвод-
ным устройством; — расстояние между торцами активного и пассивного
зарядов; Л4 — осевое смещение активного и пассивного зарядов. Условия
надежной передачи детонации между УКЗ в защитной оболочке определя-
ли путем расположения их на различном расстоянии между торцами заря-
дов. Условия обеспечения надежного инициирования и передачи детона-
ции от одного УКЗ к другому определяли по появлению реза на стальной
пластине, находившейся в непосредственном контакте с защитной оболо-
чкой заряда.

С учетом статистического характера результатов исследований по воз-
буждению и передаче детонации обычно оперируют величинами: 100,
50%-й (Лоо. Ло) и нулевой (Л) вероятностями осуществления процесса.

Абсолютное значение разницы между этими величинами (Л— Лоо) при
одинаковых условиях проведения испытаний обычно не превышает
10...15 % Л-

В приведенных ниже исследованиях критические расстояния, на кото-
рых происходят отказ или надежное возбуждение детонации основного
заряда либо передача ее от активного к пассивному заряду (Л. Ло» Лоо)
подтверждали пятью опытами. (Заряд, возбуждающий детонацию, являет-
ся активным, а заряд, в котором детонация возбуждается, — пассивным).

Рассмотрим первоначально условия надежного инициирования подвод-
ного устройства на основе УКЗ. Известно, что детонация ВВ в большинс-
тве случаев возбуждается УВ, однако количественная химико-кинетиче-
ская теория этого процесса чрезвычайно сложна [14, 31]. Однако предель-
ные условия инициирования можно охарактеризовать двумя основными
величинами: минимальной интенсивностью УВ, способной возбудить
детонацию, и временем химической реакции ВВ, сжатого УВ, которое
должно быть меньше времени его разлета в стороны. Кроме того, важной
особенностью возбужде-
ния детонации в твердых
ВВ является то, что рас-
стояние, на котором УВ
переходит в детонацион-
ную волну, может быть
весьма значительным,
вплоть до нескольких ди-
аметров заряда [317, 318].
В этом случае боковая
разгрузка в заряде оказы-
вает существенное влия-
ние на возннкновенне
детонации в заряде.

В опытах предель-
ные условия иницииро-
вания УКЗ определяли
измерением расстояния
между электродетонато -
ром, промежуточным за-
рядом и защитной обо-
лочкой, а также путем
изменения диаметра про-

Рис. 4.44. Схема опытов по возбуждению и передаче
детонации в устройствах для РВ под водой:

1 — электродетонатор; 2 — промежуточное кольцо; 3 —
промежуточный заряд ВВ; 4 — экран; 5 — дистанционное
кольцо; 6 — преграда; 7 — активный заряд; 8 — пассивный
заряд; 9 — защитная оболочка (медная трубка)

межуточного заряда. Предварительно исследовали инициирование подвод-
ного устройства на основе УКЗ 19. В качестве промежуточного заряда
применяли удлиненные заряды (УЗ) гексогена диаметром 10, 15 и 19 мм и

Длина промежуточного заряда, мм

Рис. 445. Зависимость расстояния воз-
буждения детонации УКЗ 19 для подвод-
ной резки от диаметра и длины проме-
жуточного заряда:

1 — диаметр заряда 19 мм; 2 — то же 15 мм;
3 — то же 10 мм

длиной 10, 15 и 20 мм соответственно.

Установлено, что возбуждение де-
тонации промежуточного заряда эле-
ктродетонатором происходит при рас-
стоянии между ними свыше 15 мм.

Аналогичные результаты были ус-
тановлены в опытах [319] прн ини-
циировании на воздухе различных
ВВ на основе тротила диаметром от
17 до 35 мм тетриловыми детонато-
рами.

Результаты опытов по возбужде-
нию детонации подводного устройст-
ва на основе УКЗ 19 от промежуточ-
ного заряда различного диаметра пред-
ставлены на рис. 4.45 и в табл. 4.19,

нз которых видно, что максимальная
способность к инициированию УКЗ
достигается в случае применения про-
межуточного заряда диаметром, рав-
ным диаметру УКЗ.
Таблица 4.19, Расстояние возбуждения дето-
нации подводного устройства с УКЗ 19 в
зависимости от диаметра и длины промежу-
точного заряда

п	араметры промежуточного заряда				
Диаметр, мм	Длина, м	Масса, г	Л 00	Р»	Р>
	10	0,70	1,5	2,0	3,0
10	15	1,12	2,0	2,5	4,0
	20	1,48	2,5	3,0	4,0
	10	1,77	4,0	5,0	6,0
15	19	2,58	9,0	10,0	11,0
	20	3,40	10,0	11,0	12,0
	10	3,31	4,0	5,0	6,0
19	15	5,05	17,0	18,0	20,0
	20	6,76	18,0	20,0	22,0

Промежуточный заряд УЗ 10
длиной 10, 15 и 20 мм обладает
незначительной способностью к
инициированию, так как на рас-
стоянии 3...4 мм от подводного
устройства происходят отказы.

Рассмотрим некоторые осо-
бенности передачи детонации от
заряда к заряду. Это явление
изучалось многими исследова-
телями [320, 322], однако чаще
всего в качестве передающей сре-
ды служил воздух; передача де-
тонации через плотные среды
(металл, вода и т. д.) изучена
недостаточно.

В работе [14] указывается,
что для возбуждения детонации

в пассивном заряде необходимо некоторое минимальное давление УВ, зави-

сящее от чувствительности пассивного заряда, и некоторое «критическое»
время действия давления, определяемое временем установления детонации.
Следовательно, условия передачи детонации от заряда к заряду аналогичны
условиям инициирования детонации в заряде ВВ. Установлено [312], что
когда активный и пассивный заряды разделены плотной средой, возбужде-
ние детонации осуществляется У В, идущей по инертной разделяющей сре-
де. По мере распространения УВ в инертной среде происходит ее затухание,
и она постепенно превращается в акустическую. Если в месте встречи с
пассивным зарядом УВ еще достаточно сильна, то в пассивном заряде воз-
никает волна, способная возбудить самоподцерживающуюся химическую
реакцию. Если же эта УВ будет иметь параметры ниже критических, то она
будет распространяться по заряду как по инертной среде.

В табл. 4.20 приведены результаты опытов по передаче детонации от
активного к пассивному заряду на основе УКЗ 19 в воде и в воздухе. Из
табл. 4.20 видно, что передача детонации в воде уменьшается примерно в

Таблица 4.20. Передача детонации от активного заряда к пассивному в воде на воздухе

Характеристика исходных зарядов	Промежуточная среда	Лоо	Рю	Л
Подводное устройство на ос- нове УКЗ с клееными медны- ми колпачками	Вода	12	15	17
УКЗ с медными колпачками по торцам		26	28	30
То же	Воздух	56	58	60
УКЗ без медных колпачков	Вода	20	21	22
То же	Воздух	50	52	55
2...	2,5 раза по сравнению с передачей через воздух. Уменьшение передачи
детонации в подводных устройствах происходит за счет того, что между
торцом УКЗ и медным колпачком находится слой клея толщиной до
1,0 мм, на пробивание которого на торцах активного и пассивного зарядов
терялась часть энергии УВ активного заряда.

Увеличение расстояния при передаче детонации между зарядами
УКЗ 19 с медными колпачками происходит за счет воздействия осколков
на процесс детонации ВВ. Эта особенность передачи детонации была под-
тверждена также в опытах с УКЗ 19 (без защитных оболочек) на воздухе, в
которых расположение активного заряда перпендикулярно торцу пассив-
ного заряда позволило увеличить дальность передачи до 350 мм.

Установлено, что при несоосном расположении торцов подводных уст-
ройств, т. е. при Л4 > 0 (см. рис. 4.44), передача детонации достигается при
Л4 = 16 мм, если Л3 = 0, а также при расстоянии между торцами зарядов до
Л3 = 10 мм с одновременной их несоосностью до Л4 = 10 мм.

Однако осмотр перерезаемых стальных преград в месте расположения
торца активного и пассивного зарядов позволил установить, что даже при
отсутствии зазора между торцами зарядов (Л3 = 0) полное отсутствие реза
металла в этом месте, начиная с торца пассивного заряда, достигает
10 мм, а с дальнейшим увеличением зазора — до Л3 = 12...25 мм.

При увеличении диаметра УКЗ до 30 мм длина участка, на котором
отсутствует рез металла преграды в месте стыковки активного и пассив-
ного зарядов, практически не уменьшается и составляет примерно 10 мм.
При этом характерно, что глубина реза в торце активного заряда соответст-
вует оптимальной, а в начале пассивного заряда рез отсутствует (на длине
около 10 мм), затем на участке длиной примерно 20 мм глубина реза пос-
тепенно увеличивается до оптимальной. Установлено также, что при пере-
даче детонации через воздух между торцами УКЗ без защитной оболочки
имеет место аналогичный процесс. Отсутствие реза металла в месте сты-
ковки УКЗ наблюдается на участке длиной до 1...3 мм, а затем происходит
постепенное увеличение глубины пробивания металла до оптимальной на
длине около 5 мм. С увеличением зазора между торцами УКЗ размеры
этих участков, соответственно, увеличиваются.

Отсутствие реза металла на участке контакта активного и пассивного
зарядов, а также постепенное увеличение глубины пробивания металла до
оптимальной на некотором расстоянии от торца пассивного заряда объяс-
няется, по-видимому, следующими причинами. Исследованиями [318] ус-
тановлено, что начало процесса детонации тонкого слоя В В при слабом
инициирующем импульсе можно подразделить на три последовательные
стадии.

1.	Горение со скоростью, возрастающей до нескольких сотен метров в
секунду.

2.	Переходная зона, в которой горение, пройдя по слою ВВ расстояние
около 55 мм, переходит в детонацию с малой скоростью (1000...2000 м/с).

3.	Устойчивая детонация с большой скоростью (не менее 5000 м/с).

Определено [314, 317], что скорость горения гексогена может дости-
гать 600...700 м/с, а если УВ в пассивном заряде гексогена достаточно сла-
24 — 5-1832
ба, то возбуждение детонации задерживается и за это время У В успевает
пройти значительное расстояние (до -20 мм). Длительность этого периода
зависит в первую очередь от интенсивности инициирующего импульса,
так как с уменьшением давления УВ увеличивается время разложения гек-
согена [321]. При воздействии на пассивный заряд слабого инициирую-
щего импульса возможно возбуждение в заряде гексогена минимально во-
зможной скорости детонации — 1150,..2540 м/с [313].

В опытах по передаче детонации на воздухе между УКЗ 19 на расстоя-
нии 55 мм (см. табл. 4.20) выяснилось, что выгорание гексогена происхо-
дит на участке длиной до 60 мм без перехода к детонации. Подобное яв-
ление отмечено при передаче детонации в подводных устройствах на ос-
нове УКЗ 19 на расстоянии 17 мм (см. табл. 4.20). В этом случае длина
выгорания заряда составляла -45 мм. Следовательно, при инициировании
и передаче детонации в УКЗ наблюдается преддетонационный участок, на
котором происходит постепенный переход горения в детонацию с мини-
мальной, а затем с максимальной скоростью детонации. Длина этого участ-
ка зависит от интенсивности УВ, возбуждающей детонацию в УКЗ.

Установлено также, что при инициировании и передаче детонации в
устройствах на основе УКЗ под водой происходит заметное падение интен-
сивности УВ, вследствие этого увеличивается и длина преддетонационного
участка, на котором происходит возбуждение детонации гексогена с мак-
симальной скоростью.

Условие надежного инициирования УКЗ под водой без Снижения эф-
фективности реза металла достигается в случае применения промежуточ-
ного заряда с диаметром, равным диаметру УКЗ. Однако вследствие уста-
новленной закономерности передачи детонации под водой уменьшить
длину участка (около 10 мм) в месте стыковки подводных устройств, где
отсутствует рез металлической пластины, не удается. Поэтому при разра-
ботке технологий подводной РВ металлических конструкций необходимо
производить инициирование подводных устройств на основе УКЗ напря-
мую и исключить передачу детонации от заряда к заряду под водой.

Опытами также установлено, что глубина пробивания металла под во-
дой при непосредственном контакте защитной оболочки подводного
устройства с преградой уменьшается незначительно по сравнению с рез-
кой УКЗ на воздухе, однако с увеличением слоя до 10 мм глубина проби-
вания уменьшается примерно в 1,5 раза.

4.13.6.	Подводный кольцевой труборез
типа «Клещи»

На основе УКЗ в пенопластовой оболочке ИЭС НАН Ук-
раины и ВНИИСПТнефгь (Россия) разработан «труборез кумулятивный коль-
цевой подводный» (ТрККП) типа «Клещи» для РВ под водой трубопроводов
и других осесимметричных конструкций диаметром 219...1420 мм с толщиной
стенки до 18...20 мм (рис. 4.46).

Труборез состоит из двух полуколец УКЗ в пенопластовой защитной
оболочке или в металлической трубке с заранее установленными корпуса-
Рис. 4.46. Устройство ТрККП типа «Клещи»
для подводной РВ труб:

1 — соединитель полуколец УКЗ; 2 — шарнир;
3 — бобышка; 4— узел установки электродето-
чатора; 5— труба; 6— хомут; 7— УКЗ; 8 —
рычажное устройство для стяжки и фиксации по-
луколец УКЗ

ми промежуточных зарядов. Кроме
того, защитные оболочки выполнены
с приливами, на которые устанавли-
ваются утяжеляющие грузы и с по-
мощью которых осуществляется укреп-
ление ТрККП на трубе. В корпус про-
межуточных зарядов вставляются ко-
нцы участковых ДШ, после чего они
заливаются литым ВВ. Труборез обе-
спечивает перерезание трубы при на-
личии слоя воды между ним и трубой

не более 5 мм.

Подрыв ТрККП осуществляется электродетонатором, присоединяе-

мым под водой к магистральному ДШ, после выхода водолаза из воды.

Основные параметры ТрККП приведены в табл. 4.10.

Разработана технология демонтажа РВ морских стационарных плат-
форм с обеспечением защиты ихтиофауны [316]. Впервые эта технология

была применена для РВ оснований буровой платформы в Черном море в

75 км от Евпатории. Основание буровой платфо-
рмы состояло из трех одинаковых блоков, каждый
из которых был установлен на 9 сваях. Каждая
свая представляет собой конструкцию, состоя-
щую из коаксиально расположенных труб диа-
метром 219...478 мм с толщиной стенки 8... 11 мм,
причем межтрубные пространства заполнены за-
твердевшим цементом (см. ниже).

Резка труб осуществлялась на глубине 33 м
послойно по следующей схеме. Вначале на на-
ружной трубе на расстоянии примерно 700 мм
производили два кольцевых поперечных реза.
После этого образованную «катушку» разрезали
на три равные части тремя продольными заря-
дами (рис. 4.47). При этом разрушался также
цементный раствор. Последующую резку труб
меньшего диаметра осуществляли аналогичным
образом. Для демонтажа использовали кольце-
вые заряды ТрККП диаметром 19—41 мм и пря-

Рнс. 447. Схема РВ сваи многослойного основания морс-
кой стационарной платформы:
1 — кольцевой рез; 2 — продольный рез
Рис. 448. Подъем демонтированного РВ основания буровой платформы

молинейным диаметром 19 мм. (Вид реза многослойной трубы приведен
на рис. 4.53). В процессе демонтажа оснований буровой платформы была
произведена РВ 96 труб. Общее время непосредственно подводных взрыв-
ных работ составило 15 дней, после чего три блока демонтированной плат*
формы были перевезены на расстояние 100 м от берега (рис. 4.48).

В 1985 г. взрывная технология была использована при демонтаже раз*
ведочной платформы, расположенной в Азовском море на глубине II м. В
1986 г. аналогичные работы были проведены при демонтаже блоков морс*
ких стационарных платформ, расположенных в Черном море на глубине
30 и 33 м, а также работы по подводной РВ 30 трубчатых опор гидротех -
нических сооружений, расположенных в Каспийском море на глубине 6 м
В результате этих работ был демонтирован участок эстакады длиной 300 м
В 1990—1991 гг. на Каспийском море проведены работы по РВ понтонов
морской стационарной платформы (МСП) после их монтажа на шельфе.

4.13.7.	Крупноразмерные удлиненные кумулятивные
заряды со стальной кумулятивной выемкой

В связи с увеличением добычи нефти и газа на морских
промыслах возникла необходимость в разработке технологий для сооружения
и последующих ре монтно-восстановительных работ на подводных конструк-
циях, а также их демонтажа после окончания эксплуатации месторождений
Серьезной проблемой остается демонтаж МСП. Стоимость демонтажа плат-
формы, произведенного обычными способами на глубине 100...200 м, может
составлять, как уже отмечалось, 30...50 % первоначальных затрат на строите-
льство сооружения и его установку [309, 310].
В этом случае для подводной РВ наи-
более перспективно использование энер-
гии ВВ. Укажем, например, что в свое
время в акватории Каспийского моря
(в районе Бакинской бухты) находилось
свыше 300 платформ, которые не экс-
плуатировались и подлежали демонтажу.

Рассмотрим основные особенности
конструкции подводных зарядов со сталь-
ной кумулятивной выемкой и возможности
их практического применения. Технология
послойной подводной РВ многослойных
трубчатых оснований МСП с помощью
подводного УКЗ в пенопластовой оболочке
[309, 310] предполагает использование соб-
ственно УКЗ в медной оболочке диаметром
от 19 до 41 мм с массой ВВ 200...750 г на
1 пог. м. При этом толщина разрезаемой
преграды труба—цемент составляла 10...60 мм.
При использовании подводных зарядов в
пенопластовой оболочке для резки трубча-

Рнс. 449. Сечение крупноразмерно-
го УКЗ & стальной оболочке:

1 — ВВ (ТГ 35/65); 2 — облицовка ку-
мулятивной выемки; 3 — внешняя оболо-
чка УКЗ; 4 — преграда

тых оснований платформ глубина не должна превышать 50 м, так как с ее уве-
личением пенопластовая оболочка заряда сжимается и происходит резкое уме-
ньшение эффективности подводного заряда.

В связи с тем, что основание МСП на уровне морского дна состоит,
как правило, из пяти труб диаметрами 426, 377, 325, 273 и 219 мм, для по-
слойного разделения одного основания платформы водолазу при монтаже
подводных зарядов необходимо выполнять до девяти спусков. Отсюда воз-
никла необходимость в разработке конструкции подводного заряда, позво-
ляющего осуществлять резку пятислойного трубчатого основания одним
взрывом, т. е. необходимо было осуществить резание преграды труба—це-
мент—труба толщиной до 112 мм.

Установлено, что максимальный размер УКЗ в медной оболочке не
может превышать 40...41 мм, так как с увеличением диаметра заряда прак-
тически невозможно производить гибку УКЗ по радиусу, равному полови-
не диаметра трубчатого основания платформы, потому что при этом про-
исходят деформация медной оболочки заряда, изменение формы кумуля-
тивной выемки, и как следствие, резкое снижение эффективности УКЗ.

Поэтому дальнейшие исследования по разработке конструкции подвод-
ного заряда, позволяющего разделять трубчатые преграды толщиной до
112 мм и более одним взрывом, проводили в направлении создания круп-
норазмерного УКЗ со стальной кумулятивной выемкой и оболочкой.

Первоначально были проведены эксперименты по определению эффек-
тивности реза стальных преград толщиной до 120 мм в зависимости от угла
а при вершине кумулятивной выемки, от толщины облицовки кумулятив-
ной выемки 6КВ , длины образующей кумулятивной выемки /кв и от фокус-
ного расстояния/между кумулятивным зарядом и преградой (рис. 4.49). Опы-
Таблица 4.21. Глубина реза в
зависимости от угла при верши-
не кумулятивной выемки

Угол, град	Глубина реза, мм	Масса ВВ, кг/м
80	5О...58	6,3
70	63...64	5,7
60	63...64	5,0
50	36...44	4,3

Таблица 4.22. Глубина реза в
зависимости от толщины обли-
цовки кумулятивной выемки

Толщина облицовки, мм	Глубина реза, мм
2,5	70...75
3,5	80...85
5,0	100

Таблица 4.23. Глубина реза УКЗ
в зависимости от длины обра-
зующей кумулятивной выемки

Длина образующей, мм	Глубина реза, мм
50	60...65
70	90... 100
100	ПО

ты проводили на прямолинейных отрезках
облицовки кумулятивной выемки с ВВ
длиной до 200 мм без внешней металличе-
ской оболочки заряда. В качестве ВВ ис-
пользовали смесь тротила с нефлегмати-
зированным гексогеном в отношении 1:2
Облицовку кумулятивной выемки и обо-
лочки заряда изготовляли из пластин угле-
родистой стали СтЗ. В табл. 4.21—4.23

представлены результаты этих исследова-
ний (геометрические параметры зарядов:
а~ 50...70°, бкв = 2,5...5,0 мм, /= 70 мм,
й = 40 мм). Анализируя приведенные дан-
ные, можно сделать выводы, что оптима-
льными в вершине кумулятивной выемки
являются углы а - 70° и а = 60° (однако
заряд с а = 70° более эффективен, так как
в этом случае длина начального участка
реза стальной пластины в месте иниции-
рования заряда ВВ, где достигается мак-
симальное действие кумулятивной струи,
меньше приблизительно в 2 раза), а тол-
щина и длина облицовки кумулятивной
выемки составляют 3,5 и 70,0 мм соответст-
венно. Установлено также, что оптималь-
ное фокусное расстояние при РВ стальных
преград равно длине образующей кумуля-

тивной выемки, т. е. /= 4^. Применение стальной оболочки в кумулятив-
ном заряде позволяет увеличить глубину реза на 15...25 мм.

В дальнейших опытах уточняли конструкцию и технологию изготов-
ления подводного УКЗ в стальной оболочке с внутренним диаметром, рав-
ным 426 мм. Установлено, что подводный заряд целесообразно изготавли-
вать из отдельных стальных элементов, которые соединяются между собой
сваркой плавлением (рнс. 4.50). Толщина стальной стенки полости, где
формируется кумулятивная струя, может быть различной в зависимости от
глубины расположения разрезаемых трубчатых оснований МСП. При
этом защитная оболочка УКЗ толщиной 1,5 мм выдерживает давление во-
ды до 3 МПа без потери герметичности [325], т. е. для подводного заряда

в стальной оболочке глубина резки
трубчатых оснований практически не
ограничена. Для удобства монтажа
на трубчатом основании платформы
целесообразно изготавливать подвод-
ный заряд из двух полуколец, кото-
рые с помощью несложного приспо-
собления водолаз соединяет между
собой под водой.

Рис. 450. Внешний вид полукольца ку-
мулятивного заряда в стальной оболочке
с внутренним диаметром 426 мм
С целью проверки разработанной конструкции подводного заряда бы-
ли проведены испытания на специальном полигоне на глубине 2 м по рез-
ке трубчатого основания длиной 3 м, состоящего из пяти труб диаметрами
426, 377, 325, 273 и 219 мм с цементным раствором в межтрубном прост-
ранстве. Основные характеристики испытуемого УКЗ: а = 70°, 6КВ =
= 3,5 мм, й = 70 мм; масса ВВ (ТГ 1:2) составляла 12 кг/м. Установлено,
что при взрыве подводного заряда произошло разделение пятислойного
трубчатого основания; при этом четкий рез кумулятивной струей обнару-
жен только на первой трубе диаметром 426 мм, а на остальных — только
пластическая деформация и разрыв металла труб. По-видимому, разделе-
ние многослойной преграды труба—цемент—труба кумулятивным зарядом
имеет другой механизм разрушения, нежели разделение гомогенной ме-
таллической преграды.

Как уже отмечалось, в этом случае после разделения кумулятивной
струей металла первой трубы и при ее входе в преграду с меньшей плотно-
стью (цемент) происходит разрушение струи, и разрыв последующих внут-
ренних труб совершается за счет распорных (сдвиговых) деформаций, воз-
никающих по окружности трубы вследствие проникновения в зону разру-
шения распыленной кумулятивной струи и продуктов детонации ВВ,
имеющих высокую кинетическую энергию. В данных опытах после разде-
ления отрезок пятислойного трубчатого основания длиной -1 м отбрасы-
вался на расстояние до -100 м, что свидетельствует о большой мощности
подводного кумулятивного заряда. Учитывая большую мощность подвод-
ного УКЗ и сдвиговый характер деформации, резку пятислойного трубча-

того основания в последующих испытаниях осуществляли одним полуко-
льцом подводного заряда. Таким способом было срезано четыре пяти-
слойных трубчатых основания, при этом зона разрушения имела практи-
чески такой же вид, как при разделении трубчатого основания кольцевым
подводным УКЗ.

Проведенные опыты показали, что необходимы дополнительные ис-
следования по уточнению механизма разрушения преград типа труба—це-
мент—труба и, соответственно, уменьшению массы ВВ в кумулятивном
заряде, используемом для подводной резки трубчатых конструкций.

Таким образом, на основании проведенных исследований разработана
конструкция подводного заряда со стальными облицовками кумулятивной
выемки и оболочки для подводной резки трубчатых оснований платформ с
толщиной реза преграды труба—цемент—труба до 120 мм.

Приведем некоторые подробности демонтажа зарядами типа ТрККП

основания буровой плат-
формы, расположенной в
Черном море в районе под-
нятия Голицына на рас-
стоянии около 75 км от
Евпатории (см. рис. 4.48).

Основание буровой плат-
формы состояло из трех
одинаковых поясов, каждый

Аге. 451. План расположения свай в основании буро-
вой платформы
Тоблицо 424. Номенклатура труб в различ-
ных сваях, мм

Обозначение сваи (см. рис. 4.51)	Размеры труб х 5, мм				
	426 к х 11	377 х х 11	325 х х И	273 х х10	219 х х 8
С	+	—	—	—	+
С:	+	—	+	+	—
С,	+	—	+	—	+
с,	+	+	+	+	+
с	+	+	+	+	—

из которых установлен на 9
сваях (рис. 4.51, табл. 4.24). Каж-
дая свая представляет собой
конструкцию, состоящую из ко-
аксиально расположенных труб
диаметром 219...478 мм и тол-
щиной стенки 8... 11 мм, при-
чем межтрубные пространства
были заполнены затвердевшим
цементным раствором (рис. 4.52).

Подводная РВ оснований
буровой платформы осуществ-

лялась двумя аквалангистами
на глубине 33 мм, подготовительные операции и дополнительный конт-
роль результатов резки — водолазом в жестком скафандре.

РВ труб проводилась послойно по схеме рис. 4.47. Первоначально на
трубе устанавливались два кольцевых заряда на расстоянии примерно
700 мм; после резки двумя кольцевыми зарядами на этом участке равно-
мерно по периметру трубы располагались три прямолинейных заряда. По-
сле взрыва этих зарядов происходило разделение «катушки» и разрушение
твердого цементного раствора.

Последующая резка труб меньшего диаметра осуществлялась аналогич-
ным образом; при этом длина прямолинейных зарядов, а также расстоя-
ние между кольцевыми резами уменьшались соответственно. РВ труб про-
изводилась кольцевыми УКЗ 19 и 41 мм и прямолинейными УКЗ 19. Для
кольцевых зарядов применялась защитная оболочка из пенопласта и рези-
новых камер, заполненных воздухом и герметизированных по торцам ме-
таллическими колпачками. Защитная оболочка для прямолинейных заря-
дов изготавливалась из алюминиевой трубки диаметром 34 мм с толщиной
стенки 2 мм, герметизированной по торцам
колпачками из медной фольги толщиной
0,3 мм клеем «Спрут».

За один спуск под воду каждый аквалан-
гист устанавливал на трубах по 4 кольцевых
или 6 прямолинейных зарядов; монтаж элект-
родетонаторов с электрической сетью осуще-
ствлялся после установки зарядов на трубах
с целью обеспечения безопасности подвод-
ных взрывных работ.

Электродетонаторы помещались в спе-
циальное устройство с проводниками дето-
нации (УЗ в алюминиевой оболочке),
исключающее непосредственное соприкос-
новение детонатора с металлическими конс-
трукциями. В период работы аквалангистов

Рис. 452. Конструкция анкера сваи основания буро-
вой платформы
под водой внешние концы электросети тщательно изолировались; при во-
лнении моря свыше 3 баллов подводные работы прекращались.

Для безопасности подводных работ оставшиеся трубы основания бло-
ка срезались одновременно по 3...4 трубы. Подводным устройством на ос-
нове УКЗ 41 на сваях типа С2, С4 и С5 (см. рис. 4.51) осуществлялась резка
одновременно двух труб, т. е. общая толщина разрезаемой преграды из
труб и цемента составляла 35...36 мм.

В процессе демонтажа оснований буровой платформы была произве-
дена РВ 96 труб. Общее время непосредственно подводных взрывных ра-
бот составило 15 дней. После завершения резки трубчатых оснований три
блока платформы с помощью судоподъемного крана погрузили на баржу и
отправили на морской экспериментальный полигон (пгг Кацивели, АР
Крым), где их установили на расстоянии 100 м от берега. В дальнейшем
эта платформа использовалась для проведения специальных морских гид-
рофизических исследований.

4.13.8.	Подводная резка взрывом
с обеспечением защиты ихтиофауны

Многослойные МСП в акватории Каспийского моря, вы-
шедшие из эксплуатации, стали помехой для морского судоходства, ограни-
чили район рыболовства. Поэтому демонтаж таких платформ имел большое
народнохозяйственное значение.

Технико-экономический анализ существующих способов демонтажа
платформ показал, что наиболее перспективным методом является подвод-
ная РВ с помощью УКЗ. При этом сокращается время пребывания водо-
лазов под водой и использование обслуживающих судов, особенно дорого-
стоящего кранового судна. Однако возникающие при взрыве УКЗ УВ на-
носят ущерб ихтиофауне водоема. В связи с этим возникла необходимость
в разработке эффективных способов гашения УВ.

ИЭС НАН Украины совместно с ВПО «Каспморнефтегазпром» в
1982—1984 гг. провели исследования и опытно-промышленную проверку в
акватории Бакинской бухты разработанных технических средств подвод-
ной РВ многослойных трубчатых оснований МСП Лок-Батан 1 и отдель-
ных многослойных свай на морском полигоне института «Гипроморнеф-
тегаз». Были также испытаны разработанные защитные устройства для га-
шения УВ, возникающих при взрыве УКЗ. Ниже рассмотрены результаты
этих работ.

Трубчатые основания МСП на уровне морского дна состоят, как пра-
вило, из четырех основных типов многослойных свай размерами х б,
мм): 377 х 11; 325 х 8; 219 х 8; 377 х 11; 325 х 11; 273 х 10; 377 х 11; 325 х
х 11; 273 х 10; 219 х 8; 377 х 11; 325 х 11. Межтрубное пространство в этих
сваях заполнено цементным раствором марки М-500. В данном случае не-
обходимо разрезать с помощью УКЗ многослойную преграду металл—це-
мент толщиной от 37 до 87 мм. На глубине примерно на 1,5 м ниже морс-
кого дна трубчатое основание платформы состоит из анкерных труб диа-
метром от 219 до 325 мм, которые забиваются в морское дно на глубину
Рис. 453. Вид реза многослойной сваи
МСП

примерно 15 м. При резке только анкер-
ных труб общая толщина разрезаемой
преграды изменяется от 11 до 61 мм.

Установлено [310], что УКЗ 19 с мас-
сой ВВ, равной 200 г/пог. м, разрезает
под водой на глубине 33 м трубы с тол-
щиной стенки 8... 11 мм. Для резки
преград толщиной свыше 11 мм разра-
ботана технология изготовления УКЗ ди-
аметром от 25 до 60 мм. В качестве ВВ
использовали нефлегматизированный гек-
соген (масса ВВ изменялась от 375 до
2600 г/м). Установлено, что глубина ре-
за однослойных стальных пластин при-
мерно соответствует диаметру УКЗ, т. е.
25...60 мм. Однако в связи с тем, что

Главрыбвод СССР разрешил производить в Каспийском море опытные

взрывы зарядов с массой ВВ до 1 кг, в дальнейших опытно-промыш-
ленных испытаниях по подводной РВ многослойных свай в акватории Ба-
кинской бухты использовались УКЗ 41 с массой ВВ, равной 750 г/м. В
этом случае максимальный диаметр разрезаемой трубы составлял 325 мм,
а масса ВВ в подводном устройстве — 1050 г. Поперечное сечение разре-
занной взрывом сваи показано на рис. 4.53.

Установлено [309, 310], что для подводной РВ трубчатых оснований на
глубине до 33 м достаточно использовать защитную оболочку из пенопла-
ста. Разработана технология изготовления УКЗ в защитной оболочке из
полистирола марки ПСБ-С. Изготовление защитной оболочки УКЗ из пе-
нопласта состоит в следующем. Вначале происходит предварительное
вспенивание в кипящей воде исходных гранул полистирола с начальным
размером 1,0...2,5 мм до конечного размера 5...6 мм. Затем предварительно
вспененный полистирол помещают в специальную прессформу с УКЗ.
Внутренний диаметр прессформы соответствует наружному диаметру раз-
резаемой многослойной сваи. Прессформу с УКЗ и вспененными грану-
лами полистирола помещают в смесь с кипящей водой и выдерживают
при температуре 100 °С в течение 45 мин. В этот период времени в пресс-
форме происходит дальнейшее увеличение размеров гранул полистирола и
последующее их соединение между собой в жесткую оболочку.

Защитная оболочка из этого материала позволяет выдерживать давле-
ние до 0,5 МПа без уменьшения глубины пробивания преграды. В даль-
нейшем размер оболочки был оптимизирован с целью использования пе-
нопласта также и для эффективного снижения параметров гидроударных
волн [325]. Такие УКЗ в защитном исполнении, как было установлено,
позволяют снизить объем зоны поражения ихтиофауны на 80...95 % по

сравнению с традиционными зарядами такого типа.

Подводные устройства на основе УКЗ изготовляются в виде полуколец
со специальными выступами по торцам, что позволяет водолазу легко ус-
танавливать и соединять их под водой резиновыми стяжками или с помо-
щью специального рычажного устройства (см, рис, 4,46), Инициирование
УКЗ под водой осуществляется с помощью водоустойчивого детонирую-
щего шнура (ДШВ), который выводится на поверхность водоема, и элект-
родетонатора, присоединяемого к свободному концу ДШВ,

Испытания устройств на основе УКЗ для подводного РВ осуществляли
на трубчатых основаниях МСП диаметром 377 мм на глубине Юми отде-
льных многослойных сваях диаметром 326 мм на глубине 6 м,

РВ труб с помощью подводных устройств на основе УКЗ 19 прово-
дили послойно по схеме, приведенной ранее на рис, 4.45, при этом пер-
воначально на трубе устанавливались два кольцевых заряда на расстоя-
нии примерно 280 мм и после резки на этом участке с противоположных
сторон располагались два прямолинейных заряда. Для резки труб, начи-
ная с диаметра 325 мм, использовались подводные устройства на основе
УКЗ 41,

В результате испытаний установлено, что послойная резка труб диамет-
ром 377 и толщиной стенки 11 мм подводными устройствами на основе
УКЗ 19 (масса ВВ при взрыве двух кольцевых зарядов составила 550 г, а
при взрыве двух прямолинейных зарядов — 200 г) обеспечивает надежное
разделение «катушки» на трубе, при этом полностью разрушается твердый
цементный раствор между трубами, что позволяет поэтапно производить
установку зарядов для резки внутренних труб меньшего диаметра.

При применении подводных устройств на основе УКЗ 41 для резки
многослойных свай диаметром 325 мм установлено, что этот заряд разде-
ляет одновременно в многослойной свае две трубы диаметрами 325 и
273 мм и толщиной стенки 11 и 10 мм соответственно, т, е. общая толщи-
на разделяемого металла и цемента составляет 34 мм. Этот же заряд разде-
ляет одновременно две трубы диаметрами 325 и 219 мм и толщиной стен-
ки 11 и 8 мм, т. е. общая толщина реза достигает 60 мм.

ь Необходимо отметить, что в данном случае наблюдается четкий рез
наружной трубы, внутренняя труба не разрезается кумулятивной струей, а
происходит ее разрыв с предварительным уменьшением диаметра трубы и
ее стенки. Несмотря на то что УКЗ 41 разрезает однослойную стальную
пластину толщиной 40...42 мм, в первом варианте, когда общая толщина
разрезаемой преграды составляет 34 мм, также наблюдается это явление.
Следовательно, можно предположить, что в данном случае при взрыве ко-
льцевого подводного устройства на основе УКЗ 41 на начальной стадии
кумулятивная струя разрезает первую трубу (на поверхности реза стенки
трубы отмечается омеднение), а затем при входе в преграду с меньшей
плотностью (цемент) струя, по-видимому, разрушается. Поэтому разрыв
внутренней трубы происходит за счет распорных деформаций, возникаю-
щих по окружности трубы вследствие проникновения и торможения в зо-
не разрушения распыленной кумулятивной струи и продуктов детонации
ВВ, имеющих высокую кинетическую энергию.

Ниже рассмотрены основные особенности разработанных способов
гашения УВ, возникающих при взрыве подводных устройств на основе
УКЗ, для защиты ихтиофауны. Разработанные УКЗ при взрыве генериру-
ют в окружающую водную среду мощную У В. При этом энергетические
характеристики УВ от УКЗ оказываются всего на 20...30 % ниже, чем от
эквивалентного по массе заряда ВВ. Так для УКЗ 19 (масса ВВ — 200 г/м)
радиус зоны поражения ихтиофауны, определяемой безопасным радиусом,
на котором перепад давления в УВ составляет 0,5 ГПа, достигает 40 м, а
для УКЗ 41 (1050 г)-70 м.

Несмотря на всю технологическую привлекательность, такие заряды
не могли быть применены в акваториях, имеющих рыбохозяйственное
значение. Их необходимо было усовершенствовать в части безопасности
воздействия на ихтиофауну. Методы защиты ихтиофауны от УВ, генериру-
емых импульсным энергоисточником (конденсированные ВВ, УКЗ, элект-
роискровой заряд), по их влиянию на параметры УВ можно условно раз-
делить на активные и пассивные. Активные методы направлены на сни-
жение параметров гидроударных волн (давление, импульс), а также сгла-
живание ударного фронта с целью максимально возможного уменьшения
радиуса неблагоприятного воздействия импульсных источников на ихтио-
фауну. Пассивные методы призваны освободить зону воздействия источ-
ников от гидробионтов, в частности, путем их отпугивания. Разработка
активных методов велась с учетом опыта создания в ИЭС НАН Украины
мобильных средств защиты на основе газосодержащих сред по трем нап-
равлениям:

•	применение пористых сред, непосредственно окружающих кумуля-
тивный заряд;

•	применение газосодержащих сред в сочетании с силовыми экранами
многократного использования;

•	комбинированные методы применения газосодержащих сред, в том
числе с металлическими преградами одноразового действия.

Основным компонентом всех перечисленных активных методов гаше-
ния УВ являются газосодержащие среды, которые, как было показано в
работах [31, 314], позволяют наиболее эффективно поглощать выделяемую
энергию взрыва, преобразуя значительную ее часть в тепло за счет нагрева
конденсированной фазы.

Теоретически и экспериментально [316, 325] установлено, что практи-
чески во всех средах пенистой структуры наиболее полное поглощение
энергии продуктов взрыва происходит при объемной концентрации кон-
денсированной фазы 1...10 %.

Как было отмечено выше, другим не менее важным свойством пенис-
тых сред является беспрепятственное струе образование при схлопывании
металлической облицовки и сохранение глубины реза в случае их приме-
нения. Совокупность этих факторов определила выбор в качестве локали-
зующей среды пенопласт, что позволило при размерах защитного слоя,
составляющих несколько радиусов заряда, снизить объем зоны вредного
воздействия на ихтиофауну на 80...90 %, а при толщине порядка 10...15
радиусов УКЗ фактически исключить зону летального поражения гидро-
бионтов.

В сочетании с неразрушаемыми стальными бандажами многократно-
го использования созданы средства подводной РВ, практически исключаю-
Таблица 4.25. Безопасные расстояния (Я*} для незащищенных и защищенных УКЗ

Вид заряда	Диаметр загиба заряда по трубе, мм	Количество зарядов, шт.	Навеска гексогена, кг/м	м		
				Незащищен- ный заряд	Защищенный заряд	
					Расчет	Эксперимент
УКЗ 41	325	1	1,05	69	7,5	6,0
УКЗ 19	377	2	0,55	60	5,0	4,0...5,0
УКЗ 19	325	1	0,25	43	2,9	2,0...3,0

Примечание. Параметры защитного устройства: толщина пенопласта над зарядом 20 мм для
УКЗ 19 и 40 мм для УКЗ 41; для УКЗ 41 применяется стальная оболочка над пенопластом толщи-
ной 2 мм; внешний диаметр пузырьковой среды 2,5 м; объемная концентрация пузырьков пример-
но 3 %. расход воздуха 0,5 кг/с.

щие гибель гидробионтов и позволяющие свести зону воздействия УКЗ с
энергией 1000 кДж к радиусу 2...3 м, т. е. к размерам области воздействия,
характерным для «невзрывных» источников типа пневмоизлучателей и
У ГД-установок (табл. 4.25).

Использование зарядов в бандажном исполнении, несмотря на надеж-
ность и эффективность гашения ударных волн, независимость степени
гашения от глубины и минимальные размеры зашиты, выявило принци-
пиальные трудности, связанные со сложностью стыковки полуколец УКЗ
на свае, с загрязнением водной поверхности, со всплывающими после
взрыва гранулами пенопласта, а также с необходимостью разработки либо
специальных узлов инициирования зарядов, либо дополнительных средств
гашения УВ от ДШ, выводимого на поверхность.

Сохранение безопасного расстояния (2...3 м) при использовании УКЗ
с навесками ВВ до 0,5...1,5 кг было достигнуто при частичной замене пе-
нопласта внутри неразрушаемого бандажа пузырьковой средой в сочета-
нии с пенопластовой оболочкой [326, 327].

В то же время на основании результатов теоретических и эксперимен-
тальных исследований было показано, что, используя комбинированную
защиту «пенопласт—металлическая разрушаемая преграда—пузырьковая
среда», можно, значительно упростив технологию монтажа на свае зарядов
массой до нескольких килограммов гексогена, решить проблему защиты их-
тиофауны в зоне радиусом 5...6 м при наличии средств отпугивания рыбы.

В последнем варианте защитная оболочка пенопласта, в отличие от раз-
работанных ранее труборезов, оптимизировалась по максимальной толщине,
при которой пенопласт еще может газифицироваться при взаимодействии с
продуктами взрыва, что обеспечивает максимальные потери энергии в ближ-
ней зоне взрыва. Для перехвата осколков, балансировки погружения заряда,
улучшения процессов газификации пенопласта и дополнительного гашения
УВ от УКЗ в пенопластовой оболочке помещается в легкий металлический
бандаж одноразового использования [326], обеспечивающий устройству за-
данную плавучесть. Вокруг этого устройства, закрепленного на свае, с помо-
щью гибкой системы, состоящей из стальных труб и имеющих свободу пе-
ремещения в плоскости, перпендикулярной морской поверхности, и присо-
единенных к ним перфорированных шлангов, создавалась пузырьковая сре-
да, вытесняющая из области ее действия гидробионты и обеспечивающая до-
полнительную диссипацию энергии разлетающихся продуктов взрыва.

Основываясь на выполненных теоретических исследованиях, размер
пузырьковой защиты оптимизировался по минимизации расхода газа для
получения заданной эффективности гашения гидроударных волн с учетом
технологичности установки устройства водолазами.

В табл. 4.25 приведены расчетные и экспериментальные значения бе-
зопасного расстояния при действии незащищенных УКЗ и аналогичных
устройств в защищенном исполнении.

Безопасное расстояние определялось по достижению в гидроударной
волне давления 0,5 МПа, которое, согласно многочисленным эксперимен-
тальным данным [327, 328], безопасно для наиболее чувствительных морс-
ких рыб (атерина, пикша и др.).

Как видно из табл. 4.25, прогноз затухания гидроударных волн при
подводных взрывах с применением комплексных методов защиты удовлет-
ворителен и может быть использован для решения практических задач по
созданию средств защиты ихтиофауны. Указанные расчеты таких сложных
систем оказались возможными в результате исследований, позволивших
установить критерии подобия затухания УВ в многофазных средах.

В настоящее время создана программа расчета на ЭВМ для определе-
ния параметров УВ по всей номенклатуре УКЗ под диаметры труб от 167
до 426 мм, которые подлежат резке при демонтаже МСП. Надежность ра-
счетов подтверждена прямыми биологическими исследованиями рыб, под-
вергнутых воздействию гидроударной волны, осуществленных сотрудни-
ками Института экспериментальной морфологии и экологии животных
АН СССР (ИЭМЭЖ АН СССР) и Клайпедским Филиалом СЭКБ пром-
рыболовства.

Из выполненных расчетов следует также, что даже для зарядов с наве-
ской 1050 г (5750 кДж) на расстоянии 1 м от защиты давление гцдроудар-
ной волны составляет 1,5 МПа, т. е. как и от «невзрывных* источников,
допущенных к применению в акваториях. Разработанные ИЭМЭЖ АН
СССР акустические методы отпугивания рыб позволяют сократить зону
безопасного воздействия источника путем вывода рыбы из зоны радиусом
до 3...5 м. Подобное сочетание активных и пассивных методов позволяет
свести к минимуму гидрообъем, подвергаемый вредному воздействию УВ,
и дать экологически «чистую* технологию демонтажа МСП и других тех-
нологических операций по подводной РВ. В частности, демонтаж одной
МСП, имеющей 40 анкерных опор, при производстве 132 взрывов с соз-
данными средствами защиты ихтиофауны при отпугивании рыб на 3 м
эквивалентен по воздействию на ихтиофауну 1,5 ч работы применяемого
на акваториях пневмоисточника «Импульс-1* с рабочим интервалом меж-
ду импульсами 10 с (безопасный радиус для пневмоисточника «Импульс-1»
составляет 2,5 м [328]).

В недалеком будущем разработанные средства позволят не только вес-
ти демонтаж неэксплуатируемых платформ, но и стать составной частью
технологических процессов их монтажа. Более подробно вопросы гашения
УВ при металлообработке взрывом рассматриваются в гл. 6.
4.14.	ПРИМЕНЕНИЕ РЕЗКИ ВЗРЫВОМ
В ОСОБЫХ УСЛОВИЯХ

4.14.1.	Концепция и области использования
импульсных систем разделения

на основе удлиненных кумулятивных зарядов
на объекте «Укрытие»

Объект «Укрытие» (4-й блок ЧАЭС с пристройками)
представляет собой промышленное сооружение из бетонных конструкций
с отдельными элементами из металла и кирпича. Высокая степень радиоак-
тивности, частичное разрушение объекта в результате аварии 1986 г. сде-
лали операции по фрагментации и удалению из объекта внутри блока топ-
ливосодержащих материалов (ТСМ), а также, собственно, по его разборке
чрезвычайно сложной задачей, требующей принципиально иных подходов,
чем разработка обычных сооружений такого типа.

Основной концептуальный подход к преобразованию объекта «Ук-
рытие» в экологически безопасную систему состоит в снятии с него при-
знаков ядер неопасного объекта. Именно такая концепция отражена в до-
кументах «Стратегия преобразования объекта “Укрытие”» и «Стратегия
стабилизации состояния объекта “Укрытие”», утвержденных решением Пра-
вительственной комиссии по вопросам комплексного решения проблем
ЧАЭС, № 5 от 18.04.97.

Неординарность и разнообразие технических трудностей при реализации
концепции преобразования объекта «Укрытие» в экологически безопасную
систему связаны с уникальностью и катастрофичностью аварии на ЧАЭС, из-
менившей состояние большинства конструктивных элементов как за счет их
повреждения при взрыве, так и при ведении экстренных работ по ликвидации
последствий аварии. Эго не позволяет в большинстве случаев использовать
штатное оборудование, разработанное для демонтажа объектов атомной энер-
гетики. Необходима разработка неординарных технических решений уже на
этапе обеспечения доступа к скоплениям ТСМ, что требует специальных тех-
нических средств для резки труб и выполнения проемов для прохода в поме-
щения, а также выполнения проемов в полу для прокладки пневмотранспорт-
ных и гидротранспортных коммуникаций к контейнерам-приемникам.

Основным принципом отбора технических решений для выполнения опе-
раций разделения конструкций на объекте «Укрытие» следует считать мини-
мизацию радиационных нагрузок на персонал при минимальных трудозатра-
тах. Этот принцип первичен, независимо от того, какие компромиссные вари-
анты обращения с радиоактивными отходами, находящимися в объекте «Ук-
рытие» будут приняты.

Отметим, однако, что даже создание локального конфаймента, пред-
ставляющего собой нижнюю часть плотнопрочного бокса, включающую в
себя бассейн-барботер и первичный реакторный контур с находящимися в
нем топливосодержащими материалами, которые могут значительно со-
кратить объем работ по извлечению и захоронению радиоактивных отхо-
дов, требует проведения операций разделения и фрагментации конструк-
тивных элементов.
Применение импульсных систем разделения на основе ВВ со специаль-
ными средствами их установки на объекте и средствами локализации действия
взрыва, являющимися одновременно средствами пылеподавления, обладает
преимуществами по сравнению с механическими фрезами и алмазными кру-
гами. К этим преимуществам следует прежде всего отнести такие:

1.	Быстрота перерезания конструктивных элементов и полная автоном-
ность систем разделения и оператора. Скорость разрезания любых сечений и
толщин составляет тысячные доли секунды.

2.	Возможность одновременной вырезки «катушек* в трубопроводах и од-
новременной резки нескольких труб.

3.	Сопоставимость быстроты установки систем разделения по времени с
бэрозатратами персонала на фотографирование объектов, подлежащих разде-
лению и удалению.

4.	Предусмотренные системы локализации действия взрыва одновременно
являются пылеподавителями, что комплексно решает проблему безопасности
и для других видов резки (фрезами или алмазными кругами).

Ввиду большого разнообразия трубчатых конструкций и проемов, име-
ющих, как правило, различные геометрические размеры, толщины и кон-
структивные особенности, выработка единого технологического подхода
невозможна и вредна. Пожалуй, только сочетание традиционных механи-
ческих систем разделения с безопасными импульсными системами на ос-
нове кумулятивных зарядов дает наибольший эффект. Создание гибких
комбинированных схем использования механических и импульсных сис-
тем разделения обеспечит высокую степень безопасности, надежность раз-
деления элементов конструкций и минимальные материальные и трудо-
вые затраты.

В зависимости от диаметра и толщины разрезаемых труб, имеющихся
на объекте «Укрытие», масса ВВ в устройстве разделения может изменять-
ся от 10 до 4000 г. В настоящее время принципы обеспечения безопасно-
сти их использования и контроля побочного действия позволяют опера-
тивно осуществлять «привязку» устройств разделения к конкретным си-
туационным планам и приспособить к имеющимся манипуляторам для
выполнения работ в любых технологических схемах, где предусмотрено
применение стандартных механических систем разделения.

В настоящее время в промышленности нашли применение методы
резки стальных и бетонных конструкций, основанные на применении ку-
мулятивных зарядов различного типа. В частности, как уже указывалось,
упомянутые технологии применяются в нефте- и газодобывающей про-
мышленности для врезки отводов в действующие трубопроводы, резки
отработавших магистральных трубопроводов и вырезки «катушек» с дефек-
тными участками при их ремонте. Взрывные технологии широко приме-
няются при разделке на металлолом различных металлоконструкций и ме-
ханизмов (самолеты, танки, корабли и т. п.). Высокая эффективность
специальных зарядов ВВ сделала возможным применение энергии взрыва
для решения широкого спектра задач в космосе и авиации (отделение сту-
пеней космических объектов, отстрел лопастей вертолетов в момент ава-
рий, отделение «черного яшика» и множество других аналогичных задач).
Эффективным оказалось и применение энергии взрыва при разрушении
объектов из бетона или железобетона. Такие технологии применяются,
например, при образовании проходов в бетонных стенах специальных
топливных хранилищ или при ликвидации шахтных пусковых установок
ракет.

Технологическое оборудование, находящееся в подреакторных по-
мещениях 4-го блока, представляет собой трубчатые конструкции разли-
чных диаметров (от 89 до 1450 мм), расположенные в вертикальных и
горизонтальных направлениях практически во всех помещениях. В ИЭС
НАН Украины накоплен значительный опыт по выполнению аналогичных
задач специальными устройствами на основе УКЗ. Институт располагает
полным производственным циклом, начиная от разработки заряда и те-
хнологических приспособлений для его использования и заканчивая вы-
пуском готовых взрывных устройств, предназначенных для решения ко-
нкретной задачи. Технология, созданная в ИЭС НАН Украины, позво-
ляет варьировать основные характеристики УКЗ в широких пределах,
сводя к минимуму массу ВВ на одну ступень замедления, обеспечивая
при этом высокую степень надежности взрывных устройств. Использо-
вание кумулятивного эффекта при резании различных преград позволяет
выполнить эти работы с относительно небольшим количеством ВВ. Так,
например, при резке трубы диаметром 89 и толщиной стенки 5 мм масса
ВВ в заряде (без учета средств инициирования) составляет 11 + 0,5 г,
при резке трубы диаметром 404 и толщиной стенки 3 — 12,5 + 0,5 г, диа-
метром 325 и толщиной стенки 8 мм — 52 + 0,5 г и т. д.

Два объекта, исходя из возможности применения взрывной техно-
логии, можно объединить в один класс, так как в обоих случаях техно-
логическую схему разрушения лавообразных скоплений топливосодер-
жащих материалов и образование новых проходов в бетонных стенах
можно кратко представить в следующем виде:

1)	бурение (пробивка) шпура;

2)	помещение в шпур заряда ВВ;

3)	проведение взрыва.

Отличие данной технологии от традиционной, применяемой в гор-
нодобывающей промышленности, заключается в том, что она от начала
и до конца может быть основана на использовании энергии химичес-
кого взрыва, т. е. бурение шпура перфораторами заменяется на образо-
вание отверстия с помощью специального осесимметричного кумулятив-
ного заряда (ОКЗ) или с использованием дистанционно управляемого
взрывогенератора [329]. После этого в шпур помещается специальный
заряд высокобризантного ВВ или серийно изготовляемые промышленные
ВВ (тротил, аммонит и т. п.).

ИЭС НАН Украины располагает возможностью разрабатывать и изго-
тавливать ОКЗ различного назначения для решения широкого спектра за-
дач. Содержание ВВ в ОКЗ зависит от поставленной задачи (глубина за-
ложения ВВ и диаметр получаемого отверстия, материала преграды). Так,
заряд ОКЗ-100, пробивающий преграду из бетона на глубину 700...800 мм
с образованием шпура диаметром 40 мм, снаряжается смесевым ВВ на ос-
25— 5-1832
нове тротила и гексогена массой 650 г, а количество ВВ в заряде ОКЗ-60,
обеспечивающем ту же глубину пробивания с образованием шпура диамет-
ром 20 мм, составляет 250 г. В шпуры помещаются заряды аммонита мас-
сой от 200 до 600 г на один подрыв. Применение этого метода в открытых
условиях показало его высокую эффективность и большую производите-
льность по сравнению с традиционными технологиями. Его применение
при образовании новых проходов в смежные помещения следует допол-
нить применением прямолинейных отрезков УКЗ для оголения бетонных
стен от фрагментов металлической несъемной опалубки по требуемому
контуру. При этом массой ВВ на одну взрывную операцию легко варьиро-
вать, выбирая отрезки УКЗ такой длины, для которой масса ВВ находится
в пределах допустимых значений.

4.14.2.	Ограничения на использование энергии взрыва
для разрушения объектов

Из предыдущего ясно, что все три рассматриваемых объек-
та поддаются разрушению с помощью взрывных технологий. Однако условия
объекта «Укрытие» выдвигают специфические требования к технологии взрыв-
ного разрушения.

1.	ВВ и средства взрывания в составе взрывного устройства должны быть
предельно безопасны в условиях повышенной радиации, влажности и темпе-
ратуры на объекте.

2.	Количество ВВ на одну ступень замедления не должно превышать пре-
дельно допустимого значения с позиции воздействия на объект ударной воз-
душной и сейсмической волн напряжения, размера кусков и пылеобразования
при взрыве.

3.	Технология взрывного разрушения должна быть доработана для реше-
ния вопросов пылеподавления и ослабления воздействия ударных волн на
объект.

Как указывалось выше, взрывные устройства на основе ОКЗ и УКЗ ус-
пешно применялись для решения различных технологических задач, в том
числе в условиях повышенной влажности и под водой. При этом в их конст-
рукцию вносились изменения, защищающие заряд от влияния водной среды
и обеспечивающие свободное образование кумулятивной струи. Поэтому уро-
вень влажности на разрушаемом объекте не сможет служить препятствием для
применения энергии взрыва при решении поставленных задач. Что касается
влияния температуры, то в данном случае взрывное устройство необходимс
разделить на собственно заряд, имеющий в своем составе такие ВВ, как тро-
тил и гексоген, и средство инициирования (т. е. электродетонатор или другое
аналогичное устройство).

Температура термостойкости тротила составляет 80, а гексогена — 150 °С
Именно этими ее значениями будут определяться возможности применения
зарядов на основе гексогена — 150 °С, а на основе сплава тротила и гексоге-
на — 80 °С. Термостойкость средств инициирования определяется темпераг)
рой вспышки первичных ВВ, используемых для их снаряжения, а именно
гремучей ртути — 175 °С, азида свинца — 340 °С, тенереса — 275 °С.
Специальные исследования, проведенные при участии специалистов
ИЭС НАН Украины в создании различных систем разделения аэрокосми-
ческих объектов, не обнаружили влияния повышенного радиоактивного
уровня на работоспособность ВВ и средств инициирования, хотя в неко-
торых случаях одним из требований, предъявляемых к устройству, было
сохранение его полной работоспособности при воздействии импульсного
излучения от ядерного взрыва. Аналогичные сведения дают и литератур-
ные источники по штатным электродетонаторам. Так, например, элекгро-
детонатор ЭДУ-1 сохраняет работоспособность при воздействии импульса
мощностью 2,6  106 А/кг, и экспозиционной дозы облучения, в зависимос-
ти от модификации, — не менее 2,6  Ю3...2,6  104 А/кг. Поэтому радиаци-
онный уровень на рабочем объекте не накладывает каких-либо ограничений
на применение взрывных устройств. Кроме того, устройства на основе УКЗ
и ЭД-8Ж использовались в 1986 г. для резки пожарных трубопроводов на
крыше 4-го блока ЧАЭС. Уровень радиации при этом достигал 0,104 А/кг.

Вопрос о предельно допустимом количестве ВВ на одну ступень замед-
ления необходимо рассматривать применительно к решению каждой конк-
ретной задачи и при этом обязательно увязывать его с возможностью лока-
лизации вредного побочного действия взрыва. Из всех возможных способов
уменьшения воздействия ударных волн наиболее надежным и удобным в
применении является, на наш взгляд, способ, основанный на использова-
нии длительно действующей инертной среды — воздушно-механической
пены [316], Отметим, что объем пены на один подрыв находится в прямой
зависимости от количества одновременно взрываемого ВВ и что, используя
пену, можно практически полностью погасить воздушную УВ, а следовате-
льно, предотвратить дополнительное пылеобразование при взрыве.

Рассмотрим вопрос ликвидации технологического оборудования с по-
мощью взрывного устройства направленного действия на основе УКЗ. При
резке трубчатых конструкций, подлежащих извлечению из подреакторных
помещений, можно использовать заряды массой от нескольких граммов
(при резке труб диаметром 89 мм) до 350 г (диаметр 820 мм) и 1250 г (диа-
метр 1450 мм). Для локализации действия заряда массой от нескольких до
нескольких десятков граммов необходим относительно небольшой объем
защитной среды (до I м3). При резке труб диаметрами 820 и 920 мм масса
ВВ, необходимая на один подрыв, значительно возрастает, следовательно,
возрастает и необходимый объем воздушно-механической среды — до
5...6 м3, что представляет определенные трудности и требует специальной
технологической проработки в каждом конкретном случае резки (возмож-
ность использования окружающих объектов и установка дополнительных
ограждений для удержания пены), однако это вполне реально. Большие за-
труднения могут возникнуть при резке трубы диаметром 1450 и толщиной
стенки 20 мм, так как для локализации последствий взрыва потребуется
около 22 м3 пены. Поэтому применять взрывной способ резки труб диамет-
ром 1450 мм, допустимо только в крайнем случае, путем, например, порез-
ки такой трубы секторными зарядами с допустимыми навесками ВВ.

Что касается сейсмического воздействия на здание посредством пере-
дачи импульса от действия взрыва через разрушаемую конструкцию (тру-
бу), то его можно не учитывать [330], так как передача импульса происходит
25*
Таблица 4.26. Основные параметры разрушаемых конструкций

Параметры трубы 4 х 6, мм	Материал трубы	Тип применяемого взрывного устройства	Диаметр  УКЗ, мм	Масса В В во взрывном устройстве, г
89x5	08Х18Н10Т	«Клещи»	7	11
89 х 7	Сталь Ст20	»	8	14
108 х5	08Х18Н10Т	»	7	13
219 х7	Сталь Ст20	*	8	31
220 х 7		»	10	47
280 х 3	О8Х18Н1ОТ	«Клещи»/скоба	4	9
325 х 8	Сталь Ст20	Тоже	9	52
404 х 3	О8Х18Н1ОТ	» »	4	12
820 х 10	08X18Н ЮТ		14	350
920 х 10	Сталь Ст20	Скоба	11	810
1450 х 20	О8Х18Н1ОТ		26	1250

через относительно малую площадь конструкции, к тому же сам импульс
сильно ослабляется по мере распространения по трубе. Труба может пере-
дать конструкции только упругий импульс. Возмущения же большой амп-
литуды локализованы в самой трубе, непосредственно прилегающей к ме-
сту реза. Протяженность этой зоны в направлении оси трубы соизмерима
с ее толщиной [43].

Сложнее локализовать воздействие сейсмической УВ при использовании
ОКЗ и шпуровых зарядов для фрагментации топливосодержащих материалов,
так как в данном случае имеет место плотный контакт разрушаемого массива
с элементами здания (стены, потолки, полы). И если уменьшить воздействие
воздушной волны, например, используя ОКЗ, представляется возможным, то
погасить сейсмическую У В практически невозможно [31].

Следовательно, при дроблении массивов топливосодержащих материа-
лов возможно ограниченное применение ОКЗ, особенно при невозможно-
сти выполнения работы иным способом. Дальнейшее же разрушение мас-
сивов следует проводить альтернативными методами [329].

Из изложенного вытекает, что объектами разрушения энергией взрыва
в подреакторных помещениях 4-го энергоблока ЧАЭС может быть прежде
всего технологическое оборудование (в основном конструкции трубчатого
типа). Кроме того, возможно использование прямолинейных отрезков
УКЗ небольшой массы (снятие частей металлической опалубки, обрезка
ребер, кронштейнов, разделка облицовки и т, п.). В табл. 4.26 даны разме-
ры труб и характеристики взрывных устройств для их разделения.

Применение энергии взрыва для рыхления топливосодержащих мате-
риалов затруднительно в связи со сложностью локализации побочного воз-
действия взрыва (в частности, сейсмической УВ). Возможно только огра-
ниченное применение ОКЗ с небольшими навесками ВВ в заряде.

С учетом изложенного в настоящее время наиболее целесообразно для
резки трубчатых конструкций применять взрывное устройство на основе
УКЗ.
4.14.3.	Взрывные устройства для кольцевой резки
трубчатых конструкций

Как вытекает из предыдущей главы, во всех взрывных уст-
ройствах, применяемых при взрывном разрушении удаляемых объектов, ис-
пользуется эффект кумуляции, суть которого рассмотрена выше.

Резка материалов с помощью УКЗ имеет характерные преимущества. К
ним относятся такие: большая удельная энергоемкость, возможность разде-
ления разных материалов, большая скорость резки, высокая надежность
процесса, возможность дистанционного управления и др. Они открывают
широкие возможности для резки металлоконструкций в различных аварий-
ных ситуациях и, в частности, на 4-м энергоблоке ЧАЭС, где решающее
значение имеют диетанционность и продолжительность процесса резки,
надежность, а также массовые характеристики устройств разделения.

Перечисленные особенности УКЗ являются определяющими для вы-
бора их в качестве инструмента для работы в подреакторных помещениях
4-го энергоблока ЧАЭС. Одной из основных задач при разработке взрыв-
ных устройств служит оптимизация параметров заряда, применяемого для
резки конкретных металлоконструкций, а именно, его диаметра и фокус-
ного расстояния. Очевидно, что оптимизация диаметра УКЗ одновременно
и способ снижения навески ВВ.

В ИЭС НАН Украины накоплен значительный опыт резки преград из
различных материалов с помощью УКЗ [331]. Тем не менее после анализа
имеющихся материалов [332] и с учетом того, что технологическое обору-
дование изготовлено в основном из нержавеющей стали 08Х18Н10Т, было
принято решение провести экспериментальные работы по определению
глубины реза преграды из данного материала. В экспериментах использо-
вались плоские образцы этого вида стали различной толщины.

Выше указывалось, что фокусное расстояние является в основном ха-
рактеристикой собственно заряда и не зависит от материала преграды
[308]. На рис. 4.24 приведена зависимость глубины реза от фокусного рас-
стояния и диаметра УКЗ для углеродистых сталей. Из рисунка видно, что
глубина реза практически не изменяется, если фокусное расстояние / на-
ходится в пределах (1,0...1,5) с/. Поэтому все эксперименты проводились
при фокусном расстоянии, примерно равном диаметру заряда (табл. 4.27).

Известно, что при резке относительно тонких преград с тыльной сто-
роны происходит откол металла. Поэтому выражение для глубины про-

Таблица 4.27. Параметры УКЗ и результаты их испытаний

Параметры трубы 4 х 3, мм	Диаметр взрывного устройства, мм	Диаметр  УКЗ, мм	Масса ВВ во взрывном устройстве	Объем защиты, м’	Результат экспериментов
325 х 9	375	13	106	Нет	Степень разделения — полная, отколов — нет,
152x5	167	7	17		недорезов — иет; состо-
152 х 5*	167	7	17	0,7	яние экрана — множес- твенные поражения

Состояние экрана — единичные поражения.
бивания преграды можно представить так: Ь - (/р + 1^), где Ь — полная
глубина реза; /р — глубина чистого реза; — толщина откола. Глубину
чистого реза определяли по шлифам, вырезанным из середины исследуе-
мых образцов, а толщину откола — по следующей методике.

Для одного нз зарядов (УКЗ 3) были изготовлены пластины из стали
О8Х18Н1ОТ с толщиной 9, 11 и 13 мм. Исследовали полностью разделен-
ный образец (толщиной 11 мм). Зона откола отчетливо просматривалась
на плоскости разделения преграды (чистый рез — омедненная часть, от-
кол — участок без омеднения). По результатам измерений было сделано
заключение, что для указанных условий толщина откольного слоя состав-
ляет примерно 8...10 % толщины образца.

Обработка результатов этих экспериментов позволила установить за-
висимость глубины чистого реза преграды из стали О8Х18Н1ОТ от диамет-
ра УКЗ /р = 0,8^7. С учетом наличия откола последнее выражение приобре-
тает вид Ь ~ (0,85..,0,90)б/. В связи с тем, что толщина стенки труб имеет
разброс ±10 % толщины, допускается некоторая овальность трубы, а также
в связи с наличием усиления продольного шва трубы на практике необхо-
димо использовать зависимость (0,90...0,95)^.

Для удобства монтажа УКЗ на трубе он конструктивно выполняется в
виде двух полуколец. Элементы фиксации УКЗ должны обеспечивать оп-
тимальное фокусное расстояние и иметь прорезь для кумулятивной струи.
Теоретически для полного разделения трубы необходимо полное отсутст-
вие зазоров между торцами полуколец УКЗ. Полное разделение трубопро-
вода происходит практически и при наличии зазора не более 0,3 за
счет распорного импульса после взрыва заряда ВВ.

Установлено, что УКЗ эффективен в довольно широком диапазоне
фокусных расстояний. Это позволяет за счет изменения фокусного рас-
стояния в пределах оптимального диапазона исключить (или свести к ми-
нимуму) зазоры между полукольцами УКЗ, если диаметр трубы имеет отк-
лонения от номинального значения в пределах допуска.

В серийно выпускаемых кольцевых кумулятивных труборезах наруж-
ного типа (ТрККН) в качестве фиксаторов используются полиэтиленовые
бобышки, которые обеспечивают возможность установки номинального
зазора между торцами полуколец УКЗ и фокусного расстояния. С одной
стороны ТрККН на полукольцах имеет шарнирное соединение, а с дру-
гой — соединитель типа «защелки». Подрыв УКЗ осуществляется серий-
ным электродетонатором типа ЭД-8. Надежное возбуждение детонации
зарядов происходит при отсутствии зазора и осевого смещения между эле-
ктродетонатором и зарядом; выполнение этого условия обеспечивается
специальным фиксатором, приспособленным для установки детонатора.

4.144.	Специфика применения резки взрывом
на объекте «Укрытие»

При разработке взрывного устройства для разделки техно-
логического оборудования в подреакторных помещениях 4-го блока ЧАЭС
за основу было выбрано серийно выпускаемое в ИЭС НАН Украины из-
делие ТрККН (труборез кумулятивный кольцевой наружный, ТУ88 УССР
085.349—83). При этом, однако, учитывая специфику работ (дистанцион-
ность установки трубореза, отсутствие надежного контроля за установкой),
созданное устройство должно удовлетворять следующим дополнительным
требованиям:

1.	Установка взрывного устройства на трубопровод или другую ана-
логичную конструкцию с помощью имеющихся в наличии манипуляторов.

2.	Обеспечение расстояний фокусного и между торцами УКЗ в номи-
нальном пределе.

3.	Надежность крепления взрывного устройства на горизонтальных и
вертикальных участках конструкции, подлежащих демонтажу.

4.	Дистанционный подрыв заряда УКЗ в устройстве.

5.	Максимальное ослабление побочного воздействия взрыва (сейсми-
ческая и воздушная ударные волны, пылеобразование).

Таким образом, в ИЭС НАН Украины разработаны две конструкции
взрывных устройств на основе ТрККН для разделки трубчатых конструк-
ций. Необходимость разработки двух конструкций обусловлена тем, что
разделке подлежит достаточно широкий спектр трубчатых конструкций с
диаметром труб от 89 до 1450 мм. При этом предусматривается, что трубы
малых диаметров (89, 108, 220 мм) будут разрезать с помощью взрывного
устройства, получившего условное название «Клещи», а трубопроводы бо-
льшого диаметра (820, 720 и, возможно, 1450 мм) — с помощью взрывного
устройства «Скоба». Часть трубчатых конструкций, занимающих промежу-
точное положение (диаметры 280, 325, 404 мм), можно разрезать с помо-
щью обоих устройств, выбирая их тип в зависимости от условий работ
(доступность и местоположение реза, окружающая обстановка и т. п.).
Взрывное устройство типа «Клеши» отличается от серийного ТрККН бо-
лее совершенной конструкцией кронштейна (шарнира), обеспечивающего
удержание полуколец УКЗ в одной плоскости во время транспортировки и
установки взрывного устройства, а также наличием более надежной заще-
лки (замка), обеспечивающей улавливание торцов УКЗ, их фиксацию и
удержание в таком положении до момента взрыва.

Для удержания взрывного устройства на трубопроводе как в вертика-
льном, так и горизонтальном положении и для сведения к минимуму вли-
яния овальности трубопроводов на качество выполнения работ были раз-
работаны специальные фиксаторы, основание которых выполнено из мик-
ропористой резины, упругость которой удерживает взрывное устройство
на трубопроводе после установки, а эластичность позволяет компенсиро-
вать овальность трубы в пределах допуска.

Для упрощения установки на трубопровод взрывное устройство типа
«Клещи» снабжается монтажным устройством, обеспечивающим его сты-
ковку и манипулятора, транспортировку к месту работ и установку на тру-
бопроводе. После установки монтажное устройство отделяется от взрыв-
ного устройства и может использоваться повторно.

Основным отличием взрывного устройства типа «Скоба» является то,
что полукольца УКЗ и взрывного устройства жестко не связаны друг с
другом, а монтажное устройство состоит из двух идентичных приспособле-
ний для транспортировки и установки взрывного устройства на трубе. Со-
единение полуколец УКЗ в «замок» происходит уже на трубопроводе, после
чего половинки монтажного устройства отделяются от взрывного устройст-
ва и транспортируются на исходную позицию. Недостатком взрывного уст-
ройства типа «Скоба» является необходимость наличия двух идентичных
манипуляторов, в то время как все работы со взрывным устройством типа
«Клещи» осуществляются одним манипулятором, имеющим две степени
свободы «вперед—нвзад, вверх—вниз». При работе со взрывным устройст-
вом типа «Скоба» манипуляторы имеют еще и вращательные степени сво-
боды. Рабочий орган манипулятора надежно удерживает ручки монтажных
приспособлений, являющиеся упрощенно трубчатыми конструкциями диа-
метром 26 или 40 мм, на которых могут быть выполнены ответные детали
для надежной стыковки с рабочими органами манипулятора.

В обычных условиях подрыв взрывного устройства на основе УКЗ осу-
ществляется детонаторами типа ЭД-8 с помощью двухпроводной магистра-
ли, передающей электрический импульс от конденсаторной машинки к де-
тонатору. В условиях объекта «Укрытие», учитывая сложную обстановку в
обрабатываемых помещениях, дистанционность работ и высокие уровни
радиационного заражения (магистраль практически разовая), данный метод
подрыва нецелесообразен. Поэтому следует рекомендовать детонаторы, уп-
равляемые с помощью радиосигналов. Такие системы изготавливаются в
Украине (разработчик и изготовитель — «Кривбассвзрывпром») и нуждают-
ся в минимальной доработке с целью адаптации к взрывному устройству и
условиям работы в натурных условиях объекта «Укрытие».

Одно из основных требований при проведении взрывных работ в под-
реакторных помещениях 4-го энергоблока — это отсутствие пылеобразо-
вания, возможное только при практически полном гашении воздушной
УВ после подрыва взрывного устройства. Ранее (331] в ИЭС НАН Украи-
ны были проведены работы по локализации побочных факторов взрыва с
помощью длительно действующей инертной воздушно-механической пены
[333]. Преимуществом данного метода наряду с гашением УВ и значитель-
ным уменьшением радиуса разлета осколков является флегматизация ок-
ружающей среды, что немаловажно при наличии вблизи места работы лег-
ковоспламеняющихся веществ.

Воздушно-механическая пена представляет собой двух- или трехфаз-
ную систему, состоящую из небольших объемов газа, заключенного в жид-
кие или твердые оболочки, которые связаны друг с другом и образуют
сплошную ячеисто-пленочную систему.

Жидкая пена представляет собой концентрированную эмульсию, ко-
торая заполняет пространство между пузырьками газа. Чем больше газа в
объеме пены, тем меньше жидкости в каждом пузырьке и тем тоньше его
стенки. Сущность применения указанного способа заключается в следую-
щем (см. разд. 6).

В пространство, непосредственно прилегающее к заряцу, помещают
воздушно-механическую пену таким образом, чтобы заряд ВВ со всех сто-
рон был окружен слоем указанной пены. Для создания пены могут при-
меняться промышленные, в том числе и переносные пеногенераторы (в
настоящее время в ИЭС НАН Украины разрабатывается портативный пе-
ногенератор на инертных газах, предназначенный для работ в труднодос-
тупных местах с высоким уровнем техногенных, в том числе и радиацион-
ных загрязнений).

При взрыве УКЗ начинается взаимодействие продуктов детонации ВВ
с непосредственно прилегающей к заряду пеной и последовательное (по-
слойное) ее разрушение. Как уже указывалось, пена состоит из связанных
между собой пузырьков воздуха. Образующие их стенки испытывают зна-
чительное поверхностное натяжение, вследствие чего разрушение отдель-
ных пузырьков и связей между ними сопряжено с затратами энергии [334].
В процессе продолжительного взаимодействия с пеной фронта продуктов
взрыва это, а также испарение образующихся при разрушении пены жид-
ких продуктов и их метание приводит к значительному поглощению энер-
гии газообразных ПД, что практически полностью исключает возможность
образования в прилегающей к пене среде воздушной УВ.

При производстве взрывных работ на открытых площадках в случае, ког-
да нужно ограничить объем, занимаемый пеной, и придать нужную форму и
толщину слою пены, окружающей заряд ВВ, как правило, применяются лег-
кодеформируемые оболочки из полиэтиленовых пленок. Возможно также
применение металлических накидных камер, заполненных пеной, или запол-
нение пеной пространства вокруг заряда с использованием находящихся ря-
дом предметов, частей сооружения и ограничительных перегородок.

Способ применения пенной защиты и используемые объемы защит-
ной среды должны уточняться и оптимизироваться при отработке техно-
логии разделения конкретных объектов на макетах. Исходя из изложен-
ного технологию проведения взрывных работ при ликвидации технологи-
ческого оборудования в подреакторных помещениях бассейна-барботера
4-го энергоблока ЧАЭС коротко можно представить следующим образом:

•	изготовление взрывного устройства на основе УКЗ;

•	снаряжение монтажного устройства взрывного устройства;

•	установка данного или нескольких монтажных устройств со взрыв-
ным устройством в транспортном положении на дистанционно-управ-
ляемый аппарат;

•	транспортировка взрывного устройства к месту работ;

•	установка взрывного устройства с помощью монтажного устройства
на трубопроводы в соответствии со специально разрабатываемой в каждом
случае технологической схемой;

•	расстыковка взрывного устройства и монтажных устройств;

•	создание защитной среды;

•	доставка монтажных устройств в исходное положение;

•	проведение подрывов.

Подробные технологические схемы резки технологического оборудова-
ния следует разрабатывать в каждом конкретном случае проведения взрыв-
ных работ, учитывая особенности обстановки в обрабатываемых помещени-
ях, расположение и состояние оборудования в них, мощность применяемых
зарядов, возможность извлечения отдельных частей конструкций и т. п.
Для разделения трубчатых конструкций и проделывания проемов в
стенах для доступа к лавообразным топливосодержащим материалам необ-
ходима адаптация к условиям расположения конструктивных элементов к
допустимым нагрузкам. Это позволяет наиболее эффективно использовать
технологические схемы импульсного разделения конструкций.

В качестве базовых вариантов оценки возможности эффективного ис-
пользования импульсных систем разделения оценивались нагрузки на по-
толочные перекрытия при разделении труб в помещениях.

Базовый расчет выполнен при условии расположения зарядов на рас-
стоянии 2,5 м от потолочных перекрытий. Ниже приводятся оценки, вы-
полненные для конструктивных элементов парораспределительного кори-
дора и подреакторных помещений, приведенные как базовые для оценки
возможности использования УКЗ,

4.14.5.	Оценка безопасности взрывных работ
на объекте «Укрытие»

Импульсное разделение труб с помощью УКЗ сопряжено с
рядом факторов опасности при взрыве заряда. Такими факторами являются:

1)	осколочное действие взрыва;

2)	воздействие генерируемых взрывом воздушных УВ;

3)	сейсмическое действие взрыва;

4)	воздействие распорного импульса, генерируемого в трубе при ее раз-
делении.

Основными объектами вблизи места взрыва, для которых оценивается
опасность воздействия перечисленных выше факторов, являются в дайной
ситуации стены и перекрытия подреакторных помещений.

Ввиду малости массы осколков (порядка нескольких граммов) их воз-
действие на стены и перекрытия не может причинить серьезных повреж-
дений, влекущих за собой потерю несущей способности этих элементов
конструкции.

Оценку сейсмобезопасности удобно производить с помощью ис — /-диаг-
рамм (рис. 4.54). Общепринятым критерием сейсмического действия взрыва
является допустимая скорость колебаний ие, которая для гражданских и про-
мышленных сооружений находится в пределах 0,01...0,12 м/с [335].

Скорость ие, которая достигается в среде при взрыве заряда массой 0
иа расстоянии гс от сооружения [291, 335]:

V.

где и п — коэффициенты, определяемые средой; коэффициент п меняет-
ся от 1,2 до 2. Для определенности и простоты последующих сравнений
примем п - 2.

Положительная фаза импульса / волны в среде может быть представ-
лена приближенной зависимостью

I =
Рис. 4.54. Возможные режимы воздействия на
объект взрывной нагрузки

Напряжение (давление) в
среде в первом приближении
можно принять прямо пропор-
циональным массовой скорос-
ти. Характерный вид такой ди-
аграммы приведен на рис. 4.54.
Область, лежащая выше кривой
на диаграмме, является облас-
тью повреждений и разруше-
ния. Из приведенных формул
следует: / » Си<гп где С — кон-
станта. Находясь в области ха-
рактерного для больших заря-
дов режима квази статического
нагружения (точка А), умень-
шим импульс в а раз. Тогда

можно допустить повышение скорости в у раз при уменьшении расстоя-
ния в р раз и, согласно последней формуле соответствующего уменьшения
массы заряда, в V раз:

г	р	2

— ~ ОуУ—, где р = ау, а V = (а2р)3.
а	р

При переходе от точки В к точке А имеем:
а = 9 — уменьшение импульса;

у - 5 — увеличение скорости с 0,02 до 0,1 м/с;

р = 44 — уменьшение расстояния;

V = 54 — уменьшение массы заряда.

Таким образом, возможна работа с низкоимпульсными (малой массы)
зарядами за пределами допустимых по нормам скоростей. При этом следу-
ет подчеркнуть, что уменьшение импульса в пределах квази стати чес кого
режима нагружения практически не вызывает увеличения скорости ис.

В качестве базовой модели рассматривается разделение трубопроводов
из нержавеющей стали следующих размеров: 1) диаметр 836 мм, толщина
стенки 42 мм; 2) диаметр 1200, толщина стенки 10 мм; 3) диаметр 425, тол-
щина стенки 5 мм. Такие трубы можно разделить с помощью серийно вы-
пускаемых кольцевых УКЗ типов УКЗ 41, УКЗ 10 и УКЗ 5 соответственно.
Масса ВВ (в тротиловом эквиваленте) в этих УКЗ составляет 4,1; 0,25 и
0,027 кг соответственно. Площадь перерезаемого сечения трубы составляет
соответственно, дм2: 11,0; 3,8; 0,5.

Предполагается одновременное разделение трубопроводов при подры-
ве кольцевого УКЗ на расстоянии Я - 2,5 м от потолочного перекрытия из
железобетона с размерами 10 х 15 м и толщиной 0,6 м. В рассматриваемой
ситуации это перекрытие наиболее близко расположено к месту взрыва
конструктивным элементом и претерпевает максимальное воздействие воз-
душной УВ, генерируемой взрывом. На стены помещения воздействие
воздушной УВ будет менее интенсивным, поэтому безопасность ее воз-
Рис. 4.55. Упрощенная р—Адиаграмма
для оценки импульсного воздействия
нестационарных УВ на объекты (7, 2,
3 — экспериментальные точки)

действия на несущие элементы по-
мещения будем оценивать по их воз-
действию на потолочное перекрытие.
Импульсное воздействие нестационар-
ных ударных волн оцениваем с помо-
щью метода р—/-диаграмм (рис. 4.55),
определяющих предельную нагрузку,
при которой наступает разрушение
плиты [336, 337]. Суть его сводится к
следующему.

Рассмотрим механизм разруше-
ния плит. Плита из хрупкого матери-
ала теряет свою несущую способ-
ность, если внутреннее напряжение
при изгибе хотя бы в одной точке
достигает предела текучести; плита
из пластичного материала разрушает-
ся, если напряжения достигают пре-
дела текучести вдоль некоторых ли-
ний, называемых линиями пластиче-

ских шарниров. Если в плите, выполненной из пластичного материала,
пластическое течение началось только в окрестности одной точки, то та-
кая плита не будет испытывать больших остаточных деформаций. Несущая
способность такой плиты исчерпывается при значительно больших нагруз-
ках, когда в ней возникает серия линий пластических шарниров, приво-
дящих к полному разрушению. В плите из хрупкого материала разрушение
наступает сразу после того, как в любой точке пластины достигается пре-
дел текучести. Следовательно, несущая способность плиты из пластичного

материала намного больше, чем у плиты
из хрупкого материала.

Указанные отличия в состоянии мате-
риалов плит учтены в графическом реше-
нии (рис. 4.56). Значения приведенных им-
пульса и давления зависят:

1)	от соотношения длины и ширины
плиты х/у\

2)	условий закрепления плиты;

3)	свойств материала плиты (пластич-
ный или хрупкий материал).

Предполагается, что плиты являются
однородными изотропными плоскими плас-
тинами, способными сопротивляться изги-

Рис. 4.56. Характер поведения объекта (плиты) при
воздействии взрыва: 1 ...8 — вероятностные кривые
разрушения для различных условий нагружения,
Ф — вероятность разрушения

Л отн. ед. Ф, отн. ед.

р, оги. ед.
бу под действием равномерно распределенной нагрузки, характеризуемой
приведенными значениями импульса и давления.

Аналог устройства типа «Клещи» (см. рис. 4.44) в 1986 г. применялся
при РВ пожарных трубопроводов диаметром 108 мм на крыше 3-го энер-
гоблока при ликвидации аварии на ЧАЭС. Уровень радиации при этом
достигал 0,104 А/кг.

В заключение следует отметить, что ИЭС НАН Украины располагает
опытом применения РВ для разделки военной техники, судов, крупнога-
баритных наземных объектов, создания и практического применения сверх-
прецизионных и безопасных для человека линейных устройств разделения
на основе использования энергии взрыва для нужд авиационной и аэроко-
смической техники [338].

Эти устройства находят применение, например, для создания аварий-
ных выходов в кабине пилота самолета. Аналогичное устройство разраба-
тывалось для ракетно-космической транспортной системы «Энергия—Бу-
ран». Имеются перспективы применения технологии РВ в условиях от-
крытого космоса для демонтажа орбитальных космических станций.
ОБРАБОТКА ВЗРЫВОМ СВАРНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ

5.1.	ВЛИЯНИЕ СВАРОЧНЫХ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
НА СЛУЖЕБНЫЕ СВОЙСТВА СОЕДИНЕНИЙ

Наиболее уязвимое место сварной конструкции — зона
шва, где сосредоточены конструктивные и технологиче-
ские концентраторы напряжений и дефекты, происходит
термодеформационное старение металла, возникают ме-
таллургические и химические неоднородности и дейст-
вуют высокие остаточные напряжения растяжения. Если
отрицательная роль первых из названных факторов мо-
жет быть существенно уменьшена в результате рациона-
льного проектирования сварных узлов, правильного вы-
бора способов и осуществления качественной бездефект-
ной сварки, то остаточные напряжения, по существу, яв-
ляются неизбежным спутником сварочного процесса.
Они, как правило, служат решающим фактором, обусло-
вливающим пониженную эксплуатационную надежность
сварных соединений и конструкций в целом. Для повы-
шения их качества наряду с рациональным выбором ма-
териалов и способов сварки, совершенствованием проек-
тирования, изготовления и монтажа сварных конструк-
ций требуется специальная послесварочная обработка
сварных соединений. Зачастую этот путь наиболее прос-
той, экономичный и эффективный, а иногда единствен-
но возможный.

Имеющийся арсенал технических средств улучшения
свойств сварных соединений, в частности снятия свароч- I
ных остаточных напряжений, не позволяет решить проб-
лему в полной мере. Поэтому сохраняется настоятельная
необходимость создания новых прогрессивных техноло-
гий обработки сварных соединений, отличающихся вы-
сокой производительностью, эффективностью, экономич-
ностью и универсальностью.

В связи со спецификой поведения металлов при крат-
ковременном интенсивном нагружении исследователи со-
средоточили внимание на ВВ как возможном эффектив-
ном инструменте, с помощью которого можно существен-
но улучшить свойства сварных соединений. Еще в конце 1960-х годов сот-
рудники ИЭС НАН Украины предложили использовать энергию ВВ для
повышения выносливости сварных соединений. Уже первые исследования
[339] убедительно показали, что обработка взрывом по эффективности не
уступает другим способам повышения усталостной прочности сварных со-
единений различных видов, а в ряде случаев и превосходит их. Примерно
в то же время появились отдельные сведения [3, 340, 341] об успешном
использовании энергии взрыва для повышения статической прочности
сварных соединений нагартованных сплавов алюминия и др.

Систематические исследования в области обработки взрывом сварных
соединений металлоконструкций выполнялись в ИЭС НАН Украины на-
чиная с 1970-х гг. [342]. Эти исследования примечательны тем, что разра-
ботка физической теории процесса одновременно сопровождалась практи-
ческим использованием обработки взрывом для повышения коррозионной
стойкости баковой аппаратуры глиноземного производства [343], что на-
лагало весьма строгие требования к тщательности и полноте проводимых
исследований. В 1970—80-е гг. масштабы применения новой технологии в
промышленности и строительстве значительно расширились. Однако рас-
пад СССР и возникшая после этого непростая социально-экономическая
ситуация существенно сократили масштабы использования взрывных тех-
нологий в промышленности и несколько затормозили их дальнейшее раз-
витие. Несмотря на это, и в 1990-е годы продолжалось внедрение в про-
мышленность законченных разработок и новые поисковые исследования.
Так, например, промышленность Украины охотно использовала техноло-
гии устранения послесварочных дефектов формы сварных конструкций
(дефекты типа «хлопунов» и «угловатости» замыкающих швов сварных ру-
лонированных резервуаров большой емкости и др.). Изменение и перерас-
пределение остаточных напряжений в результате воздействия нагрузки от
взрыва было использовано для предотвращения не только коррозионных,
но также хрупких и усталостных разрушений. Появились новые техноло-
гии комбинированной взрывотермической и предварительной обработки
взрывом подлежащих сварке кромок — своеобразная взрывосварочная об-
работка. Началось широкое использование обработки взрывом с целью
стабилизации размеров сварных изделий в процессе их изготовления и
эксплуатации. Особенности технологии обработки взрывом и примеры ее
практического применения рассматриваются в настоящей главе.

Сварка представляет собой процесс, протекающий в широком интер-
вале значений температуры, существенно превышающих температуру пла-
вления свариваемых металлов (до 4000 °С при дуговой сварке). Небольшой
участок металла в течение короткого промежутка времени подвергается
сильному нагреву. По мере движения сосредоточенного источника тепла
нагреву подвергаются все новые объемы металла, тогда как в ранее нагре-
тых местах значения температуры постепенно выравниваются. Распреде-
ление температур весьма неравномерно и в поперечном направлении по
отношению к линии движения источника нагрева. Высокие градиенты тем-
пературы обусловливают возникновение в соседних участках свариваемых
элементов различий в изменениях объема, которые являются источником
образования пластических деформаций, приводящих при остывании и
усадке металла шва к появлению остаточных напряжений и деформаций
Существенное влияние на интенсивность остаточных напряжений и харак-
тер их распределения оказывают также структурные и фазовые превраще-
ния в металле шва и зоны термического влияния, изменение растворимос-
ти газов, старение и другие причины.

Сварочные остаточные напряжения относятся к разряду «внутренних»
или «собственных» напряжений, существующих в сварной конструкции
при отсутствии приложенных к ней внешних нагрузок. Причиной образо-
вания остаточных напряжений в сварном соединении после полного егс
охлаждения являются неравномерные пластические деформации, имевшие
место при сварочном нагреве и последующем остывании металла [344.
345]. Интенсивность и характер распределения этих напряжений в значи-
тельной степени зависят от способа и режима сварки, от теплофизических
и физико-механических свойств материала [346]. Особо заметное влияние
на процесс образования сварочных деформаций и напряжений оказывает
зависимость модуля упругости и предела текучести материала от темпе-
ратуры.

Характерная особенность остаточных напряжений — это их уравнове-
шенность, что предопределяет наличие в сварном изделии напряжений
обоих знаков. В зависимости от размеров области, в пределах которой су-
шествуют и уравновешиваются остаточные напряжения, различают такие
их виды: напряжения / рода, имеющие определенную ориентацию по от-
ношению к основным осям изделия и уравновешивающиеся подобно нап-
ряжениям от внешних сил в объемах, соизмеримых с объемом всего изде-
лия; напряжения II рода, уравновешивающиеся в пределах микрообъемов
(отдельных кристаллитов), не зависящие от размеров и формы изделия и
не имеющие определенной ориентации; напряжения III рода, уравнове-
шивающиеся внутри ячеек кристаллической решетки. Сварочные напря-
жения классифицируют также по направлению действия (продольные и
поперечные относительно шва), по характеру напряженного состояния
(двух-, трехосное) и т.д. [346, 347].

Определение остаточных напряжений осуществляется различными ана-
литическими и экспериментальными методами. Аналитические методы
расчета сварочных деформаций и напряжений развиваются в двух направ-
лениях. К первому — относятся работы, в основу которых положен пред-
ложенный Н.О. Окербломом [348] метод фиктивных сил, развитый в тру-
дах Г.А. Николаева [346], В.П. Вологдина, И.П. Трочуна [349], Г.Б. Талы-
пова [350] и др. Ко второму направлению относятся работы, в которых оста-
точные напряжения определяются путем решения температурной задачи
деформируемой среды в различной постановке [347]. Большой прогресс в
развитии расчетных методов определения этих напряжений достигнут б
последнее время благодаря применению для этих целей методов математи-
ческого моделирования с использованием вычислительной техники [351].

Экспериментальное определение остаточных напряжений производит-
ся различными методами в зависимости от типа соединения и от того, на-
сколько полной должна быть искомая картина их распределения. Эти ме
тоды подразделяются на механические (релаксационные) и физические. В
основе релаксационных методов лежит измерение приращений упругих
деформаций элемента напряженного тела, возникающих при полном или
частичном освобождении его от окружающего металла вследствие наруше-
ния условий равновесия остаточных напряжений. По измеренным дефор-
мациям, используя соотношения теории упругости, вычисляют эти напря-
жения. Разработаны релаксационные способы тензометрии, позволяющие
ограничиться умеренным нарушением целостности сварного изделия: ме-
тоды отверстия, канавки, вырезания столбика и др.

Достоинство физических методов заключается в том, что они не тре-
буют повреждения или разрушения конструкции. Одним из них является
рентгеновский метод, основанный на анализе интерференции рентгеновс-
ких лучей, проходящих через напряженную кристаллическую решетку ме-
талла. Его реализация требует значительных затрат времени и средств.
Вместе с тем вследствие существенного разброса результатов измерений
он не всегда позволяет выявить действительные закономерности распреде-
ления напряжений.

В основу ультразвукового метода определения остаточных напряжений
положена зависимость скорости распространения поперечных ультразву-
ковых колебаний в металле от интенсивности механических напряжений
[352]. Метод весьма чувствителен к неоднородности текстуры проката, к
неровностям поверхности, не применим для измерений в металле с литой
структурой (щов), однако удобен в исследовательской практике. Известны
примеры его успешного применения для исследования напряженного сос-
тояния натурных крупногабаритных конструкций.

Получил распространение магнитоупругий способ измерения остаточ-
ных напряжений, в котором используется зависимость магнитной прони-
цаемости ферромагнитных материалов от их напряженного состояния
[353]. Практика измерения остаточных напряжений этим методом показала,
что он также чувствителен ко многим факторам, зависящим от физичес-
кого состояния исследуемого объекта, что затрудняет получение надежных
результатов. Для определения общего характера напряженного состояния
объекта исследования применяются также п оля ри за ц ион но-оптичес кий
метод, методы голографии, ширографии, хрупких покрытий, растровой фо-
тографии и др. [354].

Сварной шов и зона термического влияния представляют собой ес-
тественный концентратор напряжений конструктивного характера. Здесь
сосредоточены технологические дефекты (поры, непровары, включения),
структурные особенности, происходит термодеформационное старение
металла, и наконец, действуют высокие остаточные напряжения растяже-
ния. Ввиду такого неблагоприятного сочетания указанных факторов пода-
вляющее большинство разрушений сварных конструкций приходится на
сварные щвы. Если отрицательное влияние конструктивных концентрато-
ров напряжений на несущую способность конструкции можно уменьшить
за счет рационального проектирования сварных соединений, узлов и конс-
трукций в целом, а технологические дефекты устранить путем надлежа-
26-5-1832
щего выбора вида сварки и улучшением ее качества, то остаточные нап-
ряжения являются, по существу, неизбежным спутником сварочного про-
цесса.

К настоящему времени накоплен обширный теоретический и экспе-
риментальный материал, относящийся к природе остаточных напряжений,
методам их устранения и измерения, а также к их влиянию иа работоспо-
собность сварных соединений. Научное и практическое значение изучения
влияния остаточных напряжений на служебные свойства конструкций
имеет много аспектов, в том числе устойчивость против коррозионного
растрескивания, прочность при статических и переменных нагрузках, а
также сопротивляемость сварных соединений хрупким разрушениям при
низких температурах.

Влияние остаточных напряжений на прочность соединений при ста-
тических нагрузках рассматривается обычно с учетом свойств металла кон-
струкции и предельного состояния, по которому оценивается ее работо-
способность. Известно, что при анализе влияния этих напряжений на ста-
тическую прочность металла следует суммировать не напряжения, а дефо-
рмации. Если деформации, вызванные сваркой, невелики по сравнению с
исходной пластичностью, то их действие практически не проявляется.
При больших концентрациях сварочных пластических деформаций или
при низкой пластичности материала они могут в значительной мере исче-
рпать запас пластичности и повлиять на прочность соединения. Необхо-
димость в снижении остаточных напряжений возникает, например, в слу-
чае высоких требований к остаточным деформациям конструкции. В наи-
большей степени снижение статической прочности сварных соединений
низкоуглеродистых и низколегированных сталей связано, по-видимому, с
деформационным старением, вызывающим не только исчерпание пласти-
чности, но и глубокие изменения свойств металла. В целом суждения о
степени влияния остаточных напряжений на статическую прочность свар-
ных соединений при нормальных температурах довольно разноречивы,
хотя принято считать, что для металлов, разрушающихся вязко, их влия-
ние незначительно.

Влияние остаточных напряжений на выносливость сварных соедине-
ний обычно рассматривают, главным образом, в связи с изменением
свойств металла в ОШЗ в результате термодеформационного цикла сварки
[352]. При этом полагают, что снижение выносливости соединений из-за
этих напряжений как бы компенсируется повышением сопротивляемости
ОШЗ за счет пластической деформации и эффекта термообработки. Поэ-
тому такие факторы зачастую относят ко второстепенным по сравнению с
основным — концентрацией рабочих напряжений [352, 356].

С ростом концентрации напряжений роль остаточных напряжений
резко возрастает. В этих случаях такие напряжения могут изменять значе-
ние пределов выносливости в несколько раз как в сторону повышения
(остаточные напряжения сжатия), так и в сторону понижения (остаточные
напряжения растяжения). Долговечность сварных соединений может из-
меняться при этом в десятки раз [352, 357, 358]. Как отмечается в работе
[358], сильное влияние остаточных напряжений на выносливость соедине-
ний с концентраторами нап-
ряжений обусловлено их кон-
центрацией у технологичес-
ких дефектов сварки [359],
которая может создавать ме-
стный наклеп, усиливающий
реакцию металла на остато-
чные напряжения; кроме то-
го, снятие их при нагруже-
нии соединений с концент-
раторами более затруднено
по сравнению с изделиями
без таковых. Последнее обс-
тоятельство особенно суще-
ственно, поскольку остаточ-
ные напряжения могут сох-

Та блица 5.1. Выносливость' соединений при раз-
личных напряженных состояниях [355]

Фактор	К	Напряженное состояние		
		Линейное	Двухосное	
			Д, = 0,47	Л,—1
Концентрация	—1	-43	—	-19
напряжений				
Изменение	-1	+ 17	—	0
свойств ОШЗ				
Остаточные	-1	-24	-34	-36
напряжения	0	0		-23

* Минус — снижение, плюс — повышение предела вы-
носливости.

X, — характеристика цикла.

раниться после нагружения изделия до предела выносливости и даже вы-
ше. Влияние этих напряжений на выносливость сварных соединений суще-
ственно зависит также от напряженного состояния, создаваемого внешней
нагрузкой, характеристики цикла, состояния металла (хрупкое или вязкое)
[352, 358]. В сочетании с перечисленными факторами оно весьма значите-
льно, а в ряде случаев является определяющим, в особенности при сравни-
тельно низких рабочих напряжениях и сложном напряженном состоянии.

Сравнительные данные о раздельном влиянии некоторых факторов на
выносливость при одно- и двухосном напряженном состоянии крупномас-
штабных образцов из стали 10Г2С1 (от = 380 МПа, ов= 530 МПа) размером
400 х 800 х 20 мм приведены в табл. 5.1 [352]. В этих образцах концентра-
ция напряжений и остаточные напряжения создавались наложением пере-
секающихся швов. Из табл. 5.1 видно, что при плоском напряженном сос-
тоянии, когда главные значения напряжения имеют разные знаки, влияние
остаточных напряжений проявляется сильнее, чем при одноосных напря-
жениях, причем оно заметно больше для симметричного цикла нагружения.

Выносливость сварных соединений обычно значительно ниже вынос-
ливости основного металла. Например, пределы выносливости необрабо-
танных сварных стыковых соединений с усилением составляют около по-
ловины, а нахлесточных — от 1/4 до 1/6 предела выносливости основного
металла [352, 360]. Это связано с влиянием концентрации напряжений и
деформаций, обусловленной геометрической формой и технологическими
дефектами сварного шва, а также остаточными напряжениями. Влияние
на сопротивление усталости сварных соединений остаточных напряжений
самих по себе в отсутствие концентраторов было бы малозначительным
[360, 361] и сводилось бы к влиянию изменения свойств металла ОШЗ в
результате термодеформационного цикла сварки. Однако поверхностные
концентраторы имеются почти всегда, что резко увеличивает роль остаточ-
ных напряжений.

Отрицательное влияние остаточных напряжений на работоспособность
сварных соединений зависит от характеристики цикла Д, и усиливается при
Рис. 5.1. Зависимость предела вынос-
ливости сварных соединений стали СтЗ
от значения остаточных напряжений
(образцы с пересекающимися швами)

малом уровне рабочих напряжений. В
отдельных случаях остаточные напря-
жения снижают усталостную прочность
сварного изделия на 35...50 %, причем
между пределом выносливости и зна-
чением остаточного напряжения иног-
да обнаруживается линейная зависи-
мость. По В.И. Труфякову [352], эта
зависимость может быть представлена

в виде ог; = о_!

, где

и

— I

о_! — пределы выносливости соответ-
ственно при симметричном цикле на-

гружения образцов с остаточными напряжениями и без них; — остато-
чные напряжения в зоне разрушения; ств — предел прочности металла. В
литературе наряду с этой зависимостью приводятся и другие выражения

типа а'У = ст_[ -	, где Же Для конструкционных сталей составляет

0,1...0,4. Вследствие того, что отрицательное влияние остаточных напря-
жений и концентраторов напряжений на выносливость сварных соедине-
ний складывается взаимно усиливаясь, эффективный коэффициент кон-
центрации напряжений сварных соединений обычно намного превышает
теоретический аа. Так, например, для стыкового соединения обычной ге-
ометрии ао= 1,32, тогда как ка - 1,9...2,4 [352]. Из приведенных соотно-
шений видно, сколь значительной может быть роль остаточных напряже-
ний в снижении усталостной прочности соединений, если принять во

внимание, что отношение —, например для стали СтЗ, составляет -0,67,

о0”

вследствие чего —— = 0,3. На су-

шественную зависимость предела
выносливости от значения оста-
точных напряжений указывают
также данные усталостных испы-
таний сварных образцов с продо-
льным ребром, подвергавшихся
предварительной статической пе-
регрузке для снятия остаточных
напряжений (рис. 5.1) [352]. На-
блюдается линейная связь между
а~т и . При некоторых усло-
виях растягивающие остаточные
напряжения снижают предел вы-
носливости на 35...50 %.

Рис. 5.2. Зависимость длины усталостной
трещины от количества циклов нагружения в
образце:

1 — эталонном, 2 — с обычным распределением
остаточных напряжений, 3 — с остаточными на-
пряжениями сжатия в эоне концентратора [352]
Пределы выносливости свар- ных соединений низколегиро-	Тоблицо 5.2. Механические свойства металла сварных соединений [368]			
ванных и низкоуглеродистых сталей с учетом роли остаточ- ных напряжений, по В.И. Тру- фякову [352], практически сов- падают. Наиболее сильно вли- яние этих напряжений на вы- носливость высокопрочных ста-	Материал	ст„ МПа	д„ МПа	д/, %
	Марте нснтоста- реющая сталь Сталь РоПМеШ  Сплав  А1 + 2п + Мп	1290  470  350	1390  600  420	9  17  17
лей. Исследования В.И. Тру-				

фякова [352] и О.И. Стеклова [362] показали, что по мере перехода к бо-
лее прочным сталям наряду с некоторым повышением средних значений
пределов выносливости наблюдается значительное рассеяние эксперимен-
тальных результатов, причем минимальные значения этих пределов перес-
тают зависеть от прочности. Это связано не только с повышенной чувст-
вительностью высокопрочных сталей к концентрации напряжений, но и с
возрастающей ролью остаточных напряжений, значение которых пропор-
ционально пределу текучести основного металла.

Весьма значительна роль остаточных напряжений на стадии развития
трещины усталостного разрушения, которая может составлять от 10 до 90 %
общей долговечности сварных изделий [363—367]. Известно, что остаточные
напряжения растяжения, действующие в районе острого концентратора,
оказывают заметное ускоряющее действие на развитие усталостного разру-
шения. В работе [366], например, исследовано влияние остаточных напря-
жений на кинетику роста усталостных трещин в образцах с острыми конце-
нтраторами напряжений. При этом показано (рис. 5.2), что остаточные на-
пряжения растяжения, действующие в районе концентратора, оказывают
заметное ускоряющее действие на развитие усталостного разрушения. В то
же время остаточные напряжения сжатия при прочих равных условиях при-
водят к резкому замедлению [367] процесса роста трещины.

Исследования, направленные на повышение сопротивления усталости
сварных соединений путем обработки взрывом, были проведены в Вели-
кобритании М. Чадвиком [368]. Испытывались на растяжение при = 0 с
частотой 115...160 циклов в секунду сварные образцы из мартенситостаре-
ющей стали, стали РойвуеШ и алюминиевого сплава на базе 1О5...1О7 циклов.
Толщина образцов составляла 4,8 мм (мартенситостареющая сталь) и
6,4 мм (табл. 5.2).

Схема обработки взрывом предусматривала нагружение металла по ли-
ниям сплавления швов либо контактным зарядом ВВ, либо зарядом, уда-
ленным от поверхности на 6,35 мм. Использован ДШ СогсНех (погонная
навеска ВВ тэна — 10 г/м, скорость детонации 6500 м/с) или листовое пла-
стическое ВВ Ме(аЬе1 (65 % — тэн, остальное — связующее вещество, ско-
рость детонации — 7000 м/с).

Интенсивность нагружения металла регулировалась изменением зна-
чения и типа заряда ВВ, а также типом и толщиной инертной прокладки
между ВВ и металлом. Упрочнение взрывом шнура Сопйех (как контактного,
Рис. 5.3. Результаты усталостных испытаний:
а — стали ЕогИтеМ [368]: / — в состоянии после сварки, 2 — после обработки взрывом шнуром
СогсНех, находившимся в контакте с металлом, 3 — то же на удалении 6,35 мм от поверхности; о —
две серии испытаний стальных образцов с продольным ребром

так и удаленного от поверхности) сварных образцов мартенситостареющей
стали приводит к увеличению предела выносливости на 40 % (рис. 5.3, а).

Предел выносливости образцов из стали ГоШ^еШ, упрочненных ДШ,
удаленным на расстояние 6,35 мм от поверхности металла, увеличивается
на -50 %, а однократное упрочнение соединений алюминиевого сплава
таким же ДШ через свинцовую прокладку толщиной 0,25 мм позволило
увеличить их пределы выносливости на -20 %.

Повторная обработка взрывом образцов, подвергнутых усталостным
испытаниям в течение определенной доли ожидаемой долговечности (ме-
нее 65 %), позволяет существенно увеличить их общую долговечность.
Многократная обработка сварных образцов, чередующаяся с усталостными
испытаниями в течение -50 % долговечности, дает еще больший эффект, а
именно, суммарная долговечность увеличивается в -2 раза по сравнению с
однократно упрочненными образцами и в -5 раз по сравнению с образца-
ми в исходном состоянии. Укажем также на недавние публикации амери-
канских ([369], а также ряд статей О.А. Зйоскеу *) немецких [370, 371] и
китайских [372] ученых, посвященных, главным образом, исследованию
эффективности обработки сварных соединений в целях повышения их ус-
талостной прочности [366, 370]. На рис. 5.3, б приведены результаты уста-
лостных испытаний образцов низкоуглеродистой конструкционной стали
(стт = 410 МПа) с продольным ребром, опубликованные в документах Ме-
ждународного института сварки [370].

В работе [361] представлено исследование кинетики развития усталос-
тных трещин в образцах из низколегированной стали 15ХСНД (о„ =
- 500 МПа, сгт- 350 МПа) с центрально расположенным концентратором
напряжений в виде отверстия с надрезами.

Сварочные остаточные напряжения создавали путем наплавки продоль-
ных валиков по оси (остаточные напряжения растяжения в зоне концент-

’ О.А. ЗЬоскеу — сотрудник РоиЛег ЬаЬогагогу оГ 8К1 1п1етагюпа1, США.
ратора) или по кромкам (остаточ-
ные напряжения сжатия) образ-
цов. Усталостные испытания осу-
ществляли при осевом нагруже-
нии с отнулевым циклом 7^-0.
Полученные данные (рис. 5.4)
свидетельствуют о существенном
влиянии остаточных напряжений
на сопротивляемость стали рас-
пространению трещин, причем наи-
более заметно она снижается под
действием остаточных напряже-
ний растяжения в области малого

Рнс. 5.4. Влияние обработки взрывом на
скорость развития усталостной трещины:

1 — исходное состояние; 2 — обработка взрывом

диапазона значений коэффициента
интенсивности напряжений (КИН),
соответствующих начальной стадии развития трещины. Остаточные нап-

ряжения сжатия резко замедляют рост трещин в сравнительно широком
диапазоне изменения КИН и соответствующих ему длин трещин, что объ-
ясняется взаимосвязью исходных остаточных напряжений с их кинетикой
в вершине развивающейся трещины. Эти результаты и аналогичные им из
многих других работ указывают на то, что изменяя надлежащим образом
поля остаточных напряжений, можно в значительной степени повысить
сопротивляемость сварных соединений усталостным разрушениям [352,
374, 375].

Сварные швы конструкций, работающих в коррозионно-активных
средах, также имеют пониженные свойства в связи с более высокой вос-
приимчивостью швов к воздействию среды по сравнению с основным ме-
таллом из-за резких микро- и макронеоднородностей, более сложного и
неблагоприятного напряженно-деформированного состояния, характери-
зующегося локализацией остаточных напряжений, упругопластических де-
формаций и накопленной потенциальной энергии.

Один из наиболее опасных видов подобного разрушения — коррози-

онное растрескивание — хрупкое разрушение металла при одновременном
воздействии коррозион но-активной среды и механических напряжений.
Коррозионное растрескивание сталей может происходить в средах, содер-
жащих сероводород, аммиак, в щелочных, нитратных и хлоридных раство-
рах, в растворах кислот и многих других средах. О серьезности проблемы
коррозионного растрескивания можно судить, например, по данным ис-
следований фирмы «Дюпон де Немур* причин выхода из строя оборудо-
вания, из которых следует, что 21,6 % общего количества коррозионных
повреждений обусловлено коррозией под напряжением [376]. По данным
американских специалистов [377], убытки от коррозии в США превышают
10 млрд долл, в год (в СССР, по данным О.И. Стеклова [362], — до
5...6 млрд руб.). Коррозионные разрушения являются причиной серьезных
аварий в химической, металлургической и нефтегазодобывающей промы-
шленности (например, вследствие сульфидной коррозии стали под напря-
жением).
Рис. 5.5. Разрушение оборудования установки комплексной подготовки газа и газопрово-
да на Оренбургском газоконденсатном комплексе вследствие сульфидной коррозии

В нефтегазовой промышленности коррозионному растрескиванию под-
вержены сварные соединения технологических и магистральных трубопро-
водов, запорная арматура, сосуды и другое оборудование, связанное с до-
бычей, переработкой и транспортом природного газа, сернистой нефти и
т.п. (рис. 5.5). Острой является эта проблема для химического и теплоэнер-
гетического машиностроения, авиационной и ракетно-космической техни-
ки, строительства и т.д. На алюминиевых и глиноземных заводах весьма
часты случаи коррозионного растрескивания сварных швов крупногабари-
тных емкостей, изготовленных из малоуглеродистых сталей — деком позе-

ров и другой баковой аппаратуры [378,

Рис. 5.6. Последствия аварии декомпозера
на Уральском алюминиевом заводе (Россия)

379], а также технологических тру-
бопроводов, используемых в тех-
нологии получения глинозема при
переработке бокситов в горячих
растворах щелочей (температура
до 100 °С) по методу К.П. Байера
[380].

Коррозионные разрушения мо-
гут быть причиной серьезных ава-
рий и значительного материально-
го ущерба. Например, авария пер-
вой категории, произошедшая на
декомпозере № 7/2 10-го участка
декомпозиции глиноземного цеха
Уральского алюминиевого завода
(г. Каменск-Уральский Свердловс-
кой обл.) в декабре 1967 г. (рис. 5.6).
Причиной аварии послужило кор-
розионное растрескивание корпу-
са декомпозера, зародившееся от
сварного шва. В результате быст-
рого развития коррозионной тре-
щины произошло спонтанное раз-
рушение и падение декомпозера,
которое привело к серьезным по-
вреждениям стен, перекрытий, тех-
нологических трубопроводов и опи-
рающейся на декомпозер крыши
здания (-340 м2) в районе обруши-
вшегося аппарата. Авария привела к
потере около 340 т глинозема и
186 т каустика (стоимостью более
44 тыс. руб.). Общий ущерб, при-
чиненный аварией, составил около
70 тыс. руб. Аналогичная авария
произошла в июле 1967 г. на Богос-
ловском алюминиевом заводе (г. Кра-
снотурьинск Свердловской обл.).

Авторы большинства работ
полагают, что одной из главных
причин коррозионного растрески-
вания является его энергетическая

Рис. 5.7. Влияние остаточных напряжений
на адсорбцию водорода сталью 20 [381]

основа — напряженное состояние металла [362 и др.]. Наличие в металле
напряжений растяжения любого происхождения приводит к увеличению
запаса потенциальной энергии деформации; к разрыву поверхностных
пленок, нарушению ее защитных свойств и образованию концентраторов
напряжений; к повышению степени неоднородности структуры и образо-
ванию дефектов кристаллического строения. Вследствие этого меняется
характер коррозии металла — из однородной она превращается в резко

локализованную, что является главным условием зарождения и развития
коррозионного разрушения [362, 379, 381].

По мнению многих исследователей, сжимающие напряжения положи-
тельно влияют на сопротивляемость сталей коррозионному растрескиванию
и зачастую используются для борьбы с этим видом разрушения. Существу-
ют и противоположные суждения, пока, однако, не подтвержденные экспе-
риментально [379]. Остановимся подробнее на двух характерных видах кор-
розии под напряжением — сульфидном и щелочном растрескивании.

Причина сероводородного, или иначе сульфидного [362, 383] растрес-
кивания связана с насыщением металла водородом, образующимся при
электрохимической коррозии металла в водных растворах сероводорода
[384, 385] в соответствии с уравнением [362]

Ре + Н2$ = РеБ + Н2О.

Образующиеся при этой реакции сульфиды железа затормаживают ре-
комбинацию выделившегося на корродирующей поверхности водорода,
чем облегчается его проникновение в металл. Это вызывает интенсивное
наво дорожи ван ие и замедленное разрушение металла при наличии меха-
нических напряжений [386, 387]. Растягивающие напряжения приводят
прежде всего к значительному увеличению абсорбции водорода металлом
[388] (рис. 5.7), что снижает время до разрушения, тогда как напряжения
сжатия вызывают обратный эффект [382]. Поэтому существенную роль в
сульфидном растрескивании играет водородное охрупчивание металла.
Оно связано с проникновением в маточную основу металла атомарного
водорода, который, достигая микротрещин, пустот, границ раздела между
матрицей и включениями (362, 383] и т.п., накапливается здесь и, соеди-
няясь с другими атомами, образует молекулярный водород, создающий по
мере накопления в упомянутых коллекторах огромные давления, приво-
дящие в сочетании с приложенными напряжениями к внезапным разру-
шениям (см. рис. 5.5) [389].

Растрескивание металла, связанное с сероводородом, характеризуется
рядом особенностей [390, 391].

1.	Разрушающее действие Н28 тем сильнее, чем выше прочность стали.

2.	Склонность к коррозионному растрескиванию увеличивается с рос-
том механических напряжений. Сталь Х42, например, быстро растрескива-
лась в водном растворе Н28 с концентрацией 230  1СГ5 Н  м-3 при напряже-
нии, составлявшем 90 % от и не проявляла признаков растрескивания при
напряжении 0,2 от с концентрацией Н28 1,5  10 5Н  м-3.

3.	Коррозионное воздействие Н28 проявляется сильнее при наличии
высоких внутренних напряжений в металле (рис. 5.8), обусловленных свар-
кой или пластической деформацией при формовании изделий (или при
экспандировании труб в процессе изготовления).

4.	Опасность коррозионного разрушения увеличивается с повышением
влажности газа, что связывают с уменьшением защитных свойств сульфид-
ной пленки, образующейся по реакции Ре + Н2$ = Ре8 + Н2О [362].

5.	Склонность к коррозионному растрескиванию увеличивается при
повышении парциального давления сероводорода. Так, если газ с содер-
жанием Н2$ 6,5  КГ2 Н  м'3 при нормальном давлении обладает опреде-
ленными коррозионными свойствами, то тот же газ, содержащий только
0,1  10~2 Н  м-3, будет иметь такие же свойства, но при давлении 6,5 МПа
[392]. По некоторым данным, максимально допустимое напряжение в ме-
талле труб и оборудования на месторождениях природного газа с парциа-
льным давлением Н28 0,1..,0,3 МПа составляет 0,5от [393].

Зарождение субмикро- и микротрещин определяется локальными мик-
роусловиями (напряжения II рода), а развитие микротрещин обусловлено
действием напряжений I рода (см. ниже). Это становится понятным, если
учесть, что остаточные напряжения II рода, обусловленные структурными
и фазовыми превращениями, пластической деформацией, которые вызы-
вают микроструктурную неоднородность, способствуют образованию кор-
розионно-активных центров (362, 390], которые в дальнейшем под дейст-
вием растягивающих напряжений I рода развиваются в макротрещины раз-
рушения [386].

Коррозионному растрескиванию малоуглеродистых сталей в щелочной
среде посвящены многочисленные труды (362, 378, 379 и др.], в которых
обобщены современные представления о природе щелочного растрескива-
ния. Большинство исследователей считают, что растрескивание в раство-
рах щелочей вызвано электрохимической коррозией при одновременном
действии напряжений растяжения. Иногда указывают на влияние водород-
Рис. 5.8. Влияние остаточных напря-
жений на долговечность сварных со-
единений стали СтЗ в сероводороде
при наличии (темные квадратики) и
отсутствии (светлые квадратики) кон-
центрации напряжений [362]

Рис. 5.9. Долговечность сварных
соединений стали СтЗ в кипящих
растворах нитратов при наличии:
1 — внешней нагрузки, 2 — сварочных
остаточных напряжений

ного охрупчивания [384], которое облегчает процесс растрескивания плас-
тичных сталей, содержания в стали углерода и марганца [378], пластичес-
кой деформации [379], масштабного фактора [384], состояния поверхности
[384], прочности металла [362] и др.

Практика эксплуатации сварных конструкций в щелочных и серово-
дородсодержащих средах показала, что подавляющая часть коррозионно-
механических разрушений происходит в районе сварных соединений [379],
а в некоторых случаях на долю сварных швов, главным образом монтаж-
ных, приходится до 97,4 % повреждений [381].

Повышенная склонность к коррозионному разрушению сварных со-
единений в первую очередь связана с наличием высоких остаточных на-
пряжений растяжения, отрицательное влияние которых усиливается при-
сутствием концентраторов напряжений конструктивного и технологичес-
кого характера (см. рис. 5.8, рис. 5.9), в особенности при высоких значе-
ниях приложенных растягивающих напряжений. Зависимость времени до
разрушения от интенсивности приложенных растягивающих напряжений
описывается в основном эмпирическими формулами. Так, например, в
случае коррозионного растрескивания, сопровождающегося анодным рас-
творением вершины трещины, кривая длительной прочности аппроксими-
руется [362] гиперболической зависимостью

(о-оп)Г = 7С,

тогда как при водородном растрескивании эта зависимость имеет вид па-
раболы [381]

(а -	= К,

где ст — действующие напряжения; стп — так называемое пороговое напря-
жение, ниже которого растрескивание не происходит; опв — то же для во-
дородного растрескивания; К — степень увеличения скорости распростра-
нения трещины (1//) при повышении растягивающих напряжений. В этих
зависимостях, однако, не учитывается влияние остаточных напряжений.
Оно может быть учтено уравнением экспоненциального типа, хорошо
описывающим кривые, представленные на рис. 5.9 [362]:

, А В ) А У В )

I = А ехр|---- = А ехга------------

при ствн + ст^ > стп, где ствн, Одст, стп — соответственно напряжения от внеш-
ней нагрузки, остаточные и пороговые; А и В — эмпирические коэффици-
енты, зависящие от свойств металла, среды и вида напряженного состоя-
ния. Для стали СтЗсп в условиях воздействия кипящих водных растворов
нитратов (с мае. долей Са(ЫО3)2 45 % и МН4МО3 35 %) ст„/стт = 0,5, А ~ 10 с,
В= 180 МПа [381].

Наиболее экономичным и эффективным путем повышения устойчи-
вости сварных конструкций против коррозионного растрескивания являет-
ся снижение остаточных напряжений до безопасного уровня в сочетании с
бездефектной сваркой [378]. Поскольку вероятность растрескивания свар-
ных соединений будет тем ниже, чем меньше интенсивность и неоднород-
ность распределения микронапряжений II рода [362, 386], применение
указанных мероприятий должно быть направлено как на торможение ло-
кальных очагов разрушения, так и на предотвращение развития макро-
трещин в поле напряжений / рода.

Проблема хрупких разрушений сварных соединений при низких кли-
матических температурах оставалась одной из актуальнейших в продолже-
ние всего развития сварочного производства, особенно в связи с интенсив-
ным экономическим развитием в СССР районов Урала, Сибири, Дальнего
Востока и Крайнего Севера, где в зимнее время значения температуры
достигают -60 °С и ниже [394]. Исследованию хрупких разрушений по-
священы работы [395, 396 и др.].

При изучении проблемы хрупких разрушений весьма ценные резуль-
таты были получены на основании анализа случаев хрупких разрушений
резервуаров, мостов, промышленных зданий, транспортных средств, тру-
бопроводов и др. Статистика свидетельствует о том, что примерно 80 %
разрушений сварных конструкций происходит в зимний период, а 30 %
общего числа аварий наблюдается после первого цикла нагружения во вре-
Рис, 5.10. Хрупкое разрушение газопровода Мессояха—Норильск на участ-
ке длиной около 40 км

мя испытаний, как правило, при пониженных значениях температуры. В
1979 г., например, на севере Красноярского края прн температуре воздуха
-53 °С и давлении газа 1,6 МПа произошло хрупкое разрушение газопрово-
да Мессояха—Норильск (труба диаметром 1220 мм с толщиной стенки
11 мм, изготовленного из маннесмановской стали, на участке данной около
40 км (рнс. 5.10). Нередки случаи менее протяженных разрывов на газопро-
водах прн умеренных температурах [397, 398], в том числе уложенных в грун-
те на глубине, удаленной от зоны промерзания (рнс. 5.11) [397]. В этих слу-
чаях хрупкое разрушение может быть обусловлено, в частности, местным
охлаждением (а следовательно, охрупчиванием) металла трубы в районе
сквозного дефекта сварки при дросселировании через него сжатого газа [399].

В числе факторов, способствующих хрупкому разрушению, можно вы-
делить группу таких, которые вызывают охрупчивание основного металла:

низкая температура, объем-
ное напряженное состояние,
масштабный эффект, увели-
чение скорости деформации,
концентрация напряжений и
т.д., а также ряд факторов,
свойственных сварному сое-
динению: трещнноподобные
дефекты, деформационное ста-
рение, остаточные напряже-
ния растяжения и др.

Рис. 5,11. Протяженные разруше-
ния газопроводов:

а — хрупкое, б — вязкое разрушение
трубопровода, уложенного в грунт
Рис. 5.12. Схематическая зависимость нетто-на-
пряжений от температуры, которые необходимы
для образования трещины в однородном металле
с геометрическими концентраторами напряжений
в виде естественных трещин или острых надрезов
(Т), для распространения хрупкой трещины в
однородном металле (3, для образования тре-
щины в неоднородном металле (3, 4). Штрихо-
вой линией показан условный предел текучести

Температура — это один из
решающих факторов, определя-
ющих хрупкий или вязкий ха-
рактер разрушения [377]. При
испытании на растяжение круп-
номасштабных плоских образ-
цов из низкоуглеродистой и
низколегированной стали с кон-
центраторами напряжений (в
виде естественных трещин или
острых надрезов в зависимости

от характера разрушения и номи-
нальных разрушающих напряже-
ний) наблюдаются, по Г.В. Жем-
чужникову [400], несколько тем-
пературных областей (рис. 5.12).
Область А вязких разрушений,
в которой возникновению и
развитию волокнистой (вязкой)

трешины предшествует интенсивная пластическая деформация, вызываю-
щая упрочнение и ужесточение напряженного состояния, а следовательно,

разрушение при ><гт. В области В имеет место смешанное разруше-
ние — возникший вязкий разрыв может переходить в хрупкую трещину.
Принято считать, что номинальные разрушающие напряжения о„ (см.
рис. 5.12, кривая 7) необходимы для зарождения трешины. Область С —
область перехода от смешанного разрушения к квазихрупкому; по мере
понижения температуры вязкая доля излома быстро уменьшается и излом
становится полностью кристаллическим. Однако в этой области разруше-
ние происходит при > от. Наконец, за областью С находится область
нижних переходных температур, в которой вслед за дальнейшим уменьше-
нием пластичности начинается резкое снижение номинальной прочности.
Температура, характеризующая возникновение хрупкого состояния и оп-
ределяемая по условию о„ < от, носит название второй или нижней кри-
тической температуры. На основании данных обследования 60 случаев
хрупких разрушений установлено [376], что среди причин, вызвавших хруп-
кие разрушения, наиболее часто встречается фактор чувствительности ме-
талла к надрезу (19,7 %). На последующих местах оказались факторы кон-
структивного характера, остаточного напряжения и старения.

В листовых сварных конструкциях часто наблюдаются хрупкие треши-
ны ограниченной длины, которые «останавливаются» в основном металле.
Это так называемое частичное хрупкое разрушение подробно рассмотрено
в монографии У.Дж. Холла и др. [377]. Оно происходит при сварке и мон-
таже конструкций в виде самопроизвольного разрушения чаще всего при
низком уровне действующих номинальных напряжений (10...30 % предела
текучести). Их возникновение обусловлено высоким уровнем растягиваю-
щих остаточных напряжений, низкой температурой и их концентрацией,
чаще всего в виде дефектов соединений. Разработано несколько видов ис-
пытаний, позволяющих моделировать на образцах условия образования
хрупких трещин прн невысоком уровне приложенных напряжений.

Частичное хрупкое разрушение, по мнению большинства исследовате-
лей, является наиболее опасным с точки зрения прочности и надежности
сварной конструкции. Прн достаточном запасе накопленной в металле
потенциальной энергии образование сравнительно короткой хрупкой тре-
щины может привести к полному разрушению конструкции.

Широкое развитие в конце XX века получили исследования физичес-
ких и инженерных аспектов хрупкого разрушения сварных элементов, ко-
торые позволили детально проанализировать влияние технологических де-
фектов, пластической деформации, температуры, различных видов послес-
варочной обработки соединений, в том числе для снятия остаточных нап-
ряжений, на возникновение и развитие хрупких трещин. Установлено, что
на вероятность хрупкого разрушения сварных конструкций существенное
влияние оказывают изменения структуры н фнзико-механического состояния
металла в зоне сварного соединения, обусловленные термодеформацнон-
ным циклом сварки. Значительную роль в инициировании хрупких разру-
шений сварных соединений играет местное охрупчивание, которое проис-
ходит вблизи дефектов, расположенных в зоне термодеформацни. Особенно
сильное охрупчивание связано с развитием термодеформационного старе-
ния вблизи вершины концентратора напряжений.

Прн рассмотрении проблемы хрупкого разрушения сварных соедине-
ний особое внимание уделяется дефектам швов. Многолетний опыт пока-
зывает, что даже широко применяемые современные неразрушающне ме-
тоды контроля (рентгенография, радиография, ультразвуковая и магнитная
дефектоскопия и др.) не гарантируют выявления всех мелких, а иногда н
достаточно крупных дефектов, которые могут служить очагами разруше-
ния. В связи с этим весьма важно знать вероятность развития трещин от
«готовых» дефектов, имитирующих реальные прн различных условиях наг-
ружения. Практические методы оценки склонности к хрупкому разруше-
нию материалов и сварных соединений с учетом «готового» дефекта сво-
дятся к установлению его критических размеров прн минимальной тем-
пературе, которые в условиях эксплуатации конструкции обеспечивают
достаточно высокое сопротивление хрупкому разрушению. Разрушающие
напряжения от внешней нагрузки, как правило, обратно пропорциональ-
ны длине трещин ©подобного дефекта. Однако в сварном соединении эта
зависимость может нарушаться в результате активного влияния таких фак-
торов, как остаточные напряжения и деформации, а также структурные
изменения, вследствие чего при понижении температуры они в значитель-
но большей степени подвержены хрупким разрушениям, чем основной
металл. Верхние н ннжнне переходные температуры для сварных соедине-
ний значительно выше, чем для основного металла того же химического
состава и такой же прочности. Наблюдения показывают, что подавляющее
большинство хрупких разрушений сварных конструкций возникает от сва-
рочных дефектов нлн трещин усталости вблизи конструктивных концент-
Рис» б. 13. Результаты испытаний на растяже-
ние сварных образцов с надрезом после ме-
ханического снятия остаточных напряжений:
1 — критическое напряжение для образцов в исход-
ном состоянии, 2 — критическая температура, 3 —
разрушающее напряжение в отсутствие остаточных
напряжений [377]

раторов напряжений на участках с
высокими остаточными напряжения-
ми растяжения.

На рис. 5.13 приведены результа-
ты испытаний сварных крупномасш-
табных пластин из листовой стали
толщиной 25 мм (С — 0,15 %; Мп —
1,00; 81- 0,06%; стт = 320 МПа,
ств=450 МПа), в которых надрезы
были сделаны после сварки [376].
После изготовления надреза остаточ-
ные напряжения снимали приложе-
нием внешней нагрузки. Зависимость

уровня остаточных напряжений от интенсивности внешней нагрузки по-
казана на рис. 5.14. Видно, что разрушающие напряжения при низких тем-

пературах почти равны или несколько выше напряжений при предвари-
тельном растяжении, от которых зависит уровень остаточных напряжений.

В наибольшей степени на хрупкой прочности сварных соединений ос-

таточные напряжения сказываются в об-
ласти температур, соответствующих пе-
реходу от квазихрупкого разрушения к
хрупкому и ниже. Сопутствующее сварке
термодеформационное старение металла
приводит к заметному изменению сопро-
тивляемости хрупкому разрушению. Ста-
рение смешает нижний порог номиналь-
ной прочности в сторону положительных
температур [401, 402], вследствие чего
влияние остаточных напряжений может
проявиться при более высоких темпера-
турах. Так, Л.А. Копельман показал [403],
что ориентированные поперек острого над-
реза остаточные напряжения резко повы-
шают (если они растягивающие) критичес-
кую переходную температуру. Убедитель-
ные данные о существенном влиянии оста-

Рмс. 5.14 Зависимость остаточных
напряжений в сварной пластине
(/) и разрушающих напряжений ов
при -30 °С (2) от интенсивности
предварительно приложенных нап-
ряжений о„[377]

точных напряжений на сопротивляемость
соединений хрупким разрушениям получе-
ны и другими исследователями [404, 405].

Хрупкая трещина может, однако, раз-
виваться только в поле растягивающих на-
Рис. 5.15. Распределение остаточных напряжений в
пластине (1) и скорость (м/с) трещины при наличии
(2) ив отсутствие (5) остаточных напряжений [377]

пряжений; в поле напряжений сжатия она
затормаживается и даже останавливается.
Д. Харрис и А. Тетельман [406] исследова-
ли возможность остановки трешины с по-
мощью зон напряжений сжатия, создавав-
шихся индентором и действующих по нор-
мали к плоскости листа. Зародившаяся при
ударе клином по боковому надрезу трещи-
на достигала находящейся на пути ее рас-
пространения зоны сжатия, и либо увязала
в ней, либо проскакивала через нее, в за-
висимости от значения сжимающего уси-
лия. При экспериментальном изучении
особенностей распространения трещин в
сварных пластинах отмечены их остановки

остаточных напряжений сжатия, причем скорость распространения тре-
щины уменьшается примерно на два порядка.

Данные испытаний на растяжение при температуре -18 °С пластин из
стали СтЗкп размерами 1830 х 3050 х 19 мм с от= 220...270 МПа при сред-
нем напряжении цикла 105... 140 МПа приведены на рис. 5.15 [377]. В плас-
тинах посередине короткой стороны был изготовлен надрез, а путем завар-
ки клиновидных разрезов по краям пластины в ней на пути распростране-
ния трещины создавалось поле остаточных напряжений, показанное кривой
7 на рис. 5.15. Разрушение пластин инициировалось ударом по надрезу.
Скорость распространения трещин определялась по зависимости путь тре-
щины — время. На рис. 5.15 кривая 3 показывает такую зависимость для об-
разца без остаточных напряжений, а кривая 2 — с ними. Высокие скорости
разрушения имеют место вблизи края пластины, где действовали высокие
растягивающие остаточные напряжения, тогда как в центральной части об-
разцов (в области остаточных напряжений сжатия) они были значительно
меньше. Наибольшие скорости были в пределах 1680...2000 м/с, в централь-
ной зоне отмечались минимальные их значения — 15...30 м/с.

Приведенные данные свидетельствуют о том, что при прочих равных
условиях кинетика развития разрушения определяется полем напряжений
впереди движущейся трещины. Направленное изменение этих полей или
предварительное создание полей остаточных напряжений сжатия открыва-
ет большие возможности для повышения сопротивляемости сварных сое-
динений хрупким разрушениям при низких температурах.

Операция снижения остаточных напряжений в сварных соединениях
металлоконструкций обычно трудно выполнима и требует значительных
затрат. В соответствии с существующими представлениями о природе и
механизме образования остаточных напряжений в основу известных тех-
27 - 5-1832
н©логических приемов их снятия Г.А. Николаев [346) положил следующие
три принципа:

1.	Уменьшение доли пластической деформации укорочения в процессе
нагрева и уменьшение объема металла, охваченного пластическим течени-
ем. Достигается это путем регулирования интенсивности тепловложения,
искусственным охлаждением, уменьшением количества и размеров швов,
растяжением металла в процессе сварки и т. л.

2.	Увеличение пластических деформаций удлинения в тех зонах, где
возникли деформации укорочения. Приемы, основанные на этом принци-
пе, предполагают создание в металле либо в процессе сварки, либо после
нее пластической деформации, уменьшающей пластические деформации
укорочения.

Компенсация возникающих деформаций и перемещений путем созда-
ния деформаций противоположного знака: предварительный пластический
изгиб перед сваркой, симметричное расположение швов и т.п.

Два первых принципа сводятся к уменьшению общей остаточной пла-
стической деформации укорочения.

В зависимости от вида энергоносителя методы снижения остаточных
напряжений подразделяются на термические, термодеформационные и де-
формационные. Наиболее распространен термический способ снятия ос-
таточных напряжений — общий высокий отпуск, осуществляемый с при-
менением, главным образом, стационарного, а для крупных конструк-
ций — уникального термического оборудования. Снижение остаточных на-
пряжений при термообработке обусловлено процессами релаксационного
типа, когда уменьшение напряжений связано с трансформацией упругих
деформаций в пластические. Многочисленными исследованиями ус-
тановлено, что снижение остаточных напряжений в сварных соединениях,
например, низкоуглеродистых сталей происходит при нагреве до темпера-
туры 600...650 °С и выдержке в течение 2,5...3 мин на каждый миллиметр
толщины металла [346]. Вместе с тем высокий отпуск зачастую приводит к
снижению механических свойств металла шва и зоны термического влия-
ния, вследствие чего нарушается равнопрочность сварного соединения.
Его нельзя рекомендовать для сварных конструкций, изготовленных из
разнородных материалов. При нарушениях режимов процесса возможно
образование новых напряжений. Отпуск сварной конструкции может пов-
лечь за собой снижение сопротивляемости усталостным, а иногда и хруп-
ким разрушениям. Такой способ малопроизводителен, сопряжен с приме-
нением дорогостоящего оборудования, с опасностью потери устойчивости
тонкостенных конструкций, необходимостью удаления окалины и пр.

Гораздо проще, хотя и менее эффективно, осуществить перераспреде-
ление остаточных напряжений путем нагрева до определенных температур
отдельных участков сварной конструкции. Этот метод основан также на
релаксационном механизме снижения остаточных напряжений (накопле-
ние пластических деформаций при постоянной величине общей деформа-
ции). Локальный нагрев может производиться с использованием радиаци-
онного и конвекционного теплообмена, газовым пламенем, токами высо-
кой и промышленной частоты, лазерным излучением и др. Местному от-
пуску уделяется значительное внимание, что объясняется не только его
большей сложностью и меньшей эффективностью, но главным образом
опасностью образования в процессе остывания конструкции трещин, ло-
кальных выпучиваний, новых остаточных напряжений и т.п., поскольку
при местном нагреве в известной мере воспроизводится термодеформаци-
онный цикл сварки [407 и др.].

Наибольшее распространение местный отпуск получил, пожалуй, на
трубопроводном транспорте для снятия остаточных напряжений и стаби-
лизации структуры в районе кольцевых швов трубопроводов и в нефтега-
зодобывающей промышленности применительно к повышению устойчи-
вости соединений против сульфидного растрескивания. Вместе с тем эта
операция отличается низкой производительностью. Например, по данным
Д.И. Малинского [408], в условиях строительства Оренбургского газокон-
денсатного комплекса (ОГКК) бригада (один тракторист, один оператор-
термист и два слесаря-термиста) с помощью шестипозиционной установки
мощностью 25 кВт производила в условиях трассы при двухсменной рабо-
те термообработку 18...20 стыков (или 400...500 м) газопровода диаметром
168 мм. В.В. Фролов и соавт. [362, 409] сообщают, что продолжительность
сварки стыка трубопровода диаметром 168 мм с толщиной стенки 14 мм в
условиях ОГКК составляла 0,6 ч, тогда как термообработка — 4,3 ч, при-
чем 75 % времени занимали нагрев и охлаждение. Даже путем форсирова-
ния режимов этих стадий термообработки (600 °С/ч) общее время процес-
са сокращается лишь в 1,6 раза и все же намного превышает продолжите-
льность сварки.

Иной механизм использован в низкотемпературном термодеформаци-
онном способе снижения остаточных напряжений. Перераспределение этих
напряжений достигается путем нагрева движущимися источниками тепла
(например газовыми горелками) околошовных участков основного металла
и их последующего охлаждения. Нагретые зоны, стремясь удлиниться за
счет упругого теплового расширения, растягивают сварной шов и создают в
нем пластические деформации удлинения, в результате чего и происходит
разгрузка шва от остаточных напряжений. Метод имеет два основных недо-
статка: необходимость нагревательных и регулирующих устройств для точ-
ного поддержания температуры (-200 °С для низкоуглеродистой стали) и
невозможность его применения на конструкционных материалах толще
25 мм ввиду недостаточной граднентности нагрева участков ОШЗ.

В основе большинства разновидностей деформационного способа
снижения остаточных напряжений лежит создание в напряженном метал-
ле пластической деформации удлинения. К их числу относятся: прокатка
швов роликами, поверхностный наклеп, статическая перегрузка, упруго-
пластический изгиб и некоторые другие. Основное достоинство указанных
методов — это возможность не только снятия пиков растягивающих оста-
точных напряжений, но и наведения преимущественно в поверхностных
слоях металла остаточных напряжений сжатия.

Образование местных пластических деформаций в шве и ОШЗ лежит
в основе н ряда других методов: проколачнвание, проковка, высокоскорост-
ное импульсное деформирование. Эти способы иногда весьма эффектив-
27*
ны. Например, по данным Н.Н. Окерблома [348, 410], уменьшение оста-
точных напряжений проковкой достигает 75 %. Проковка пересекающихся
швов снижает напряжения в 2...4 раза. Высокой эффективностью отличает-
ся и процесс так называемого высокоскоростного деформирования, при
котором дополнительным действующим фактором служит разогрев метал-
ла в зоне обработки. Прокаткой роликами можно добиться еще большего
эффекта — остаточные напряжения могут стать сжимающими, а предел
прочности соединения повышается до уровня прочности основного метал-
ла. В некоторых случаях удобным источником энергии для проковки швов
может быть энергия импульсного магнитного поля, используемая для ме-
тания пластин. Эффективность снижения остаточных напряжений при
этом достигает в ряде случаев ~70 %.

В последнее время находит также применение вибрационный способ
снятия остаточных напряжений, который, по сообщению В.И. Труфякова
[352], предложил в начале 1950-х годов Б. Беатович (Югославия). Пере-
менные напряжения в сварных конструкциях создаются с помощью ме-
ханических вибраторов на резонансных или близких к ним частотах в
течение определенного промежутка времени, зависящего от массы, жест-
кости и материала изделия, вида сварных соединений и т.д. Вибрацион-
ный метод снятия остаточных напряжений обладает существенными пре-
имуществами, к которым следует отнести простоту, производительность,
возможность применения на конструкциях сложной геометрии, одновре-
менное воздействие на несколько сварных швов и т.д. Что касается ме-
ханизма снижения остаточных напряжений при вибрационной обработ-
ке, то единого мнения по этому вопросу не существует. Отмечается, что
одним из эффектов виброобработки является заметное (иногда до 2 раз)
снижение предела текучести, вызванное известным явлением вибропол-
зучести [411], чем, возможно, и объясняется наблюдаемое снижение ос-
таточных напряжений при циклических напряжениях, значительно ме-
ньших предела текучести. В других исследованиях, напротив, утверждается,
что эффект виброползучести пренебрежимо мал и для снижения остато-
чных напряжений необходимо, чтобы деформации от внешней нагрузки
были соизмеримы с остаточными упругими деформациями. В ряде работ
снижение остаточных напряжений связывается с несовершенной упруго-
стью материала. Можно сделать вывод, что релаксационные эффекты
могут играть существенную роль при вибрационной обработке и в этом
направлении необходимы дальнейшие исследования. По нашему мне-
нию, одним из основных факторов снижения остаточных напряжений
при виброобработке является возникновение спонтанных выбросов нап-
ряжения при сложении амплитуд различных форм колебаний, соответст-
вующих независимым степеням свободы обрабатываемой конструкции,
поскольку практически все они представляют собой весьма сложные ко-
лебательные системы с большим числом степеней свободы. Отметим та-
кже возможность применения вибрации в сочетании с растяжением и
термообработкой, а также виброобработку в процессе сварки, не нашед-
ших, однако, практического применения.
Для снижения остаточных напряжений используется и энергия ульт-
развуковых колебаний [412, 413]. Снижение этих напряжений может дос-
тигать 50 % при обработке сварных соединений сталей (пластины и трубы
толщиной 2 мм) без бойка и до 90...95 % с применением бойка из зака-
ленной стали. По данным работы [414], применение ультразвуковой удар-
ной обработки многобойковым инструментом позволяет эффективно сни-
жать остаточные напряжения в сварных соединениях до ~70 % за счет
суммарного воздействия поверхностного наклепа и образования дополни-
тельных дислокаций, инициирующих деформацию в зонах высоких исход-
ных остаточных напряжений.

Каждый нз известных методов снижения рассматриваемых напря-
жений имеет более или менее ограниченную область рационального при-
менения. Существует большой класс практических задач, которые нельзя
решить путем использования имеющегося арсенала средств снятия этих
напряжений в сварных соединениях конструкций, в особенности при необ-
ходимости выполнения большого объема работ в производственных усло-
виях. Отсюда следует необходимость как усовершенствования существую-
щих, так и поиска принципиально новых способов послес вар очной обра-
ботки сварных соединений в целях снятия остаточных напряжений, а также
упрочнения, стабилизации геометрии, изменения структурного состояния
н т.п.

Первая публикация по использованию энергии ВВ для улучшения
свойств сварных соединений, полученных традиционными способами
сварки, относится к 1964 г. [414]. Е.К. Подъемщнкова исследовала возмож-
ность упрочнения взрывом сварных соединений алюминиевых сплавов
АМгбН н АЦМ. Исследования выполнены на тонкостенных сварных обе-
чайках диаметром 100... 160 мм. Упрочняющая обработка производилась
ДШ, устанавливавшимся по продольному шву с обеих сторон с использо-
ванием прокладок из инертного материала. Установлено, что прочность
соединения достигала прочности основного металла. Предел прочности
соединений сплава АМгбН до обработки составлял 335...350 МПа, а после
обработки — 375...385 МПа. На обечайках получена прочность соедине-
ний 325...345 МПа; они разрушались по границе продольного шва при
давлении 10,5...10,8 МПа, чему соответствовал предел прочности ов =
390 МПа.

Прирост предела прочности сплава АЦМ достигал 31,6 МПа, при этом
устранялся характерный «провал» прочности в зоне термического влияния.
После искусственного старения результаты повторялись, т.е. прочность
металла в ОШЗ увеличивалась в соответствии с повышением прочности
основного металла. Примечательно, что в этой работе впервые обнаруже-
но почти полное снятие обработкой взрывом сварочных остаточных на-
пряжений.

Примерно такие же результаты упрочнения сварных соединений
сплава АМгбН приведены в более поздней работе [340]. Сварные сое-
динения толщиной 3 мм упрочняли также ДШ, располагавшимся над ли-
ниями сплавления с использованием воды в качестве передающей среды
Рис. В. 16. Схема упрочняющей
обработки взрывом сварных сое-
динений алюминия [415]:

1 — ДШ, 2 — пластина, 3 — шов

(рис. 5.16). Упрочнение зоны термического
влияния приводит к заметному повыше-
нию прочности на разрыв соединения до
390 МПа при прочности основного метал-
ла 400 МПа.

К 1966 г. относятся отдельные сведе-
ния об использовании энергии ВВ для
улучшения свойств сварных соединений в
США [340]. Фирма «Сгиттап АпсгаЙ Еп-
депееппв» осуществила взрывное упрочне-
ние сварных швов с целью обеспечения
равнопрочности их с основным металлом,
в том числе сварных швов крупногабарит-
ных листов-заготовок титановых оболочек,
используемых в космической технике и др.

В 1970 г. опубликована работа В.М. Кудинова и соавт. [343], в ко-
торой впервые исследована возможность применения обработки взрывом
для снятия остаточных напряжений в сварных соединениях примените-
льно к задаче повышения их стойкости против коррозионного (щелоч-
ного) растрескивания. Исследования проведены на сварных стыковых
соединениях сталей СтЗ и 14Г2, полученных автоматической сваркой
под флюсом АН-348А с использованием проволоки Св-08А. Размеры
пластин 500 х 400 х (8...16) мм были достаточными для имитации на-
пряженного состояния сварных соединений натурных металлоконструк-
ций [416]. Обработка взрывом соединений проводилась по нескольким
схемам с целью выбора наиболее оптимальной с точки зрения повыше-
ния устойчивости соединений к растрескиванию в кипящих растворах
нитратов [378, 416]. Использовались шнуровые (ДШ, гексоген или ам-
монит в поливинилхлоридных трубках) и полосовые (низкоимпульсное
листовое ВВ НИЛ-1 плотностью 0,38...0,55 г/см3) заряды ВВ, размеща-
вшиеся различным образом вдоль шва в зоне действия остаточных на-
пряжений растяжения. В ряде опытов между ВВ и металлом помещалась
подложка (лейкопластырь, пластилин толщиной 2 мм). Остаточные на-
пряжения измерялись тензорезисторами или механическим индикатор-
ным деформометром (база 100 мм) при разрезке пластин на продольные
полоски шириной 20 мм.

Исследования позволили установить, что обработка взрывом позволя-
ет добиться значительного снижения остаточных напряжений (до 95
При этом установлено, что ее эффективность существенно зависит не толь-
ко от энергетических и других характеристик ВВ, но и от особенностей
его распределения в зоне обработки.

Из приведенных в указанной работе [343] результатов следует, напри-
мер, что нагружение соединения сосредоточенным зарядом аммонита диа-
метром 16 мм, размещенным по оси сварного шва, приводит к сниженик
растягивающих остаточных напряжений примерно вдвое, тогда как обра-
ботка полосой НИЛ-1 шириной 50 мм дает уменьшение напряжений на
порядок, хотя в последнем случае погонная энергоемкость ВВ была в
2 раза меньше.

Первая работа, посвященная исследованию возможности применения
энергии взрыва для повышения усталостной прочности сварных соедине-
ний выполнена в ИЭС НАН Украины под руководством В.И. Труфякова в
1967 г. [339]. В дальнейшем опубликован еще ряд работ сотрудников инс-
титута, в которых была подтверждена высокая эффективность применения
энергии взрыва для наклепа и создания полей остаточных напряжений
сжатия в местах геометрических концентраторов напряжений в целях по-
вышения выносливости сварных соединений низкоуглеродистых и низко-
легированных сталей. Остановимся на основных достижениях, получен-
ных в результате этих работ, обобщенных В.И. Труфяковым [352] и
П.П. Михеевым [417] (табл. 5.3).

Обработке взрывом подвергались сварные образцы из сталей СтЗ,
10Г2С1, 14ХМНДФР и М16С, имевших соответственно стг - 250, 375, 640
и 250 МПа и ав = 440, 530, 760 и 420 МПа. Угловые швы выполнялись ру-
чной сваркой электродами УОН И 13/45, УОНИ 13/55 и 48Н1. Конструк-
ция образцов с поперечными угловыми и фланговыми швами, а также схе-

Тоблица 5.3, Долговечность образцов основного металла н предел выносливости
(МПа) сварных соединений после обработки взрывом различной интенсивности

Обработка образца осно- вного металла (сталь СтЗ)	Долговеч- ность		Предел выносливости сварных соединений на базе 107 циклов					
	тыс.  циклов	%	Угловые швы	Марка стали	Л	Исход- ное состо- яние	После обработ- ки взры- вом	Повы- шение предела вынос- ливости, %
Без обработки	600	100	Поп ере-	Сталь СтЗ	-1	40	75	88
взрывом Одиночный заряд диамет- ром, мм:			чные					
5,8	800	133						
5,2	1300	217						
4,0	4000	667						
Двойной за- ряд (диаметр зарядов 5,8 и  4,0 мм)	600	100	»	10Г2С1	-1	40	70	75
Тоже	600	100	>	СтЗ	0	100	140	43
			»	14ХМНДФР	+ 0,3	120	160	33
			Продоль-	М16С	-1	22	48	120
			ные		0	42	90	124
Рис. 5.17. Образцы с угловыми (а) и фланговыми (6) швами для испытаний на усталость
и схемы их обработки взрывом;

1 — сварной шов, 2 — заряд ВВ, 3 — инертная прокладка

ма обработки взрывом приведены на рис. 5.17. Заряды ВВ — насыпной
гексоген в поливинилхлоридных трубках диаметром 4...5,8 мм — помеща-
ли над линией сплавления угловых швов с использованием подложки из
пластилина толщиной 2 мм. Взрыв четырех зарядов осуществлялся одно-
временно.

Сварные образцы в исходном состоянии и после обработки взрывом
подвергали испытаниям на плоский изгиб при симметричном (Д, = -1), пу-
льсирующем (7^ = 0) и асимметричном (^ = + 0,3) циклах напряжений по
методике, принятой в ИЭС НАН Украины [418]. Разрушения в виде устало-
стных трещин возникали у линии сплавления шва с основным металлом у
образцов с поперечными планками и у образцов с фланговыми швами — по
концам этих швов. Испытания прекращали после достижения трещиной
глубины 2...4 мм. В предварительной серии экспериментов отрабатывались
оптимальные заряды по долговечности однотипных образцов (рис. 5.17, а)
при напряжении цикла ± 80 МПа. Как следует из табл. 5.3, наиболее опти-
мальным оказался одиночный заряд диаметром 4,0 мм (долговечность образ-
цов повысилась более чем в 6,5 раза). Этот заряд использован в дальнейшем
при проведении сериальных экспериментов на образцах всех типов.

После обработки взрывом сопротивление усталостным разрушениям
существенно повышается. По количеству циклов долговечность соедине-
ний увеличивается в 3...5 раз [352,417]. Пределы выносливости повыси-
лись на 75... 120 % при симметричном цикле напряжений, на 35...120 % —
при пульсирующем и асимметричном циклах. В то же время по абсолют-
ной величине пределы выносливости в большей степени возрастают при
асимметричных циклах напряжений. Авторы упомянутых работ полагают,
что заряд может изменяться в зависимости от коэффициента асимметрии
цикла и при Д, = -1 применение зарядов ВВ меньших, чем 4 мм в диамет-
ре, позволило бы получить больший эффект обработки.

В.П. Ларионов и сотрудники исследовали алияние обработки взрывом
сварных соединений, проводимой для повышения выносливости, на сопро-
тивляемость зарождению и развитию трещин хрупкого разрушения при по-
ниженных температурах [419]. Установлено, что такая обработка не сказы-
вается отрицательно на сопротивляемости соединений возникновению и
распространению хрупких трещин, а в ряде случаев приводит к повышению
этих характеристик, чего не наблюдается при применении других видов по-
слесварочной обработки. Аналогичные данные представлены в работе [420].

Исследования, направленные на повышение сопротивления усталости
сварных соединений путем обработки взрывом, были проведены в Вели-
кобритании М. Чадвиком [368] (см. рис. 5.3, а). Он, в частности, устано-
вил, что повторная обработка взрывом образцов, подвергнутых усталост-
ным испытаниям в течение определенной доли ожидаемой долговечности
(менее 65 %), позволяет существенно увеличить их общую долговечность.
Многократная обработка сварных образцов, чередующаяся с усталостными
испытаниями в течение ~50 % циклов, соответствующих их номинальной
долговечности, дает еще больший эффект, а именно, суммарная долговеч-
ность увеличивается в -2 раза по сравнению с однократно упрочненными
образцами и в~5 раз по сравнению с образцами в исходном состоянии.

На рис. 5.3, б приведены результаты усталостных испытаний образцов
низкоуглеродистой конструкционной стали (стт = 410 МПа) с продольным
ребром, опубликованные в документах Международного института сварки
(П\У) [370].

В работе [417] приведен представляющий большой интерес сопостави-
тельный анализ эффективности различных послесварочных способов об-
работки сварных соединений низкоуглеродистой и низколегированной
стали применительно к повышению сопротивления усталости (табл. 5.4).

Таблица 5.4. Эффективность повышения сопротивления усталости различными об-
работками сварных соединений

Номер образца	Вид обработки	Повышение пределов выносливости после обработки образцов, %					
		со стыковыми швами		с лобовыми швами		с фланговыми швами	
		Д, = -1	Д, = 0	Д,= -1	д, = о	Л = -1	Л = о
1	Взрывная	20...35	15...30	75...90	40	120	75
2	Механическая	20...65	20...100	—	5...25	—	10...25
3	Эл е ктроду говая	50...90	—	50...80	—	—	—
4	Высокий отпуск	30...95	0	—	0	0...260	0...50
5	Предварительная статис- тическая перегрузка	20...50	—	—	—	—	45
6	Поверхностный наклеп пневматическим молотком, многобонковым устройст- вом и т.п.	80...105	45	40...90	60		25...75
7	Точечный и местный на- грев	—	—	—	—	20...60	0...105
8	Точечное и линейное пластическое обжатие	35...50	30	по	—	110	70
9	Пластмассовые покрытия	0...40	—	—	—	—	—
Рис. 5.18. Схемы обработки взрывом сварных со-
единений алюминиевых сплавов [422]

В работе [421] исследовано влияние
обработки взрывом сварных соединений,
проводимой для повышения выносливос-
ти, на сопротивляемость зарождению и
развитию трещин хрупкого разрушения
при пониженных значениях температуры.
Установлено, что такая обработка не ска-
зывается отрицательно на сопротивляемости
соединений возникновению и распростра-
нению хрупких трещин, а иногда приводит
к ее повышению, чего не наблюдается при
применении других видов послесварочной
обработки.

А.А. Казимиров и В.П. Моргун [422]
исследовали возможность использования
энергии ВВ для снижения остаточных на-
пряжений в сварных соединениях алюми-
ниевого сплава АМгб. Импульсной обработ-
ке, схемы которой приведены на рис. 5.18,
подвергали пластины размером 500 х
х 250 х 6 мм с двухсторонней наплавкой
вдоль продольной оси пластин. Остаточ-
ные напряжения измерялись деформомет-
ром часового типа на базе 100 мм при раз-
резке пластин на полоски. Нагружение
производилось либо накладными заряда-
ми в виде детонирующего шнура, либо
ударом стальной пластины толщиной 1,5

и шириной 20 мм, метавшейся таким же шнуром. Поверхность соедине-
ний предохранялась от повреждений слоем пластилина. Параметры им-
пульсного нагружения в работе не контролировались. Из рис. 5.18 следу-
ет, что импульсная обработка по всем исследованным схемам приводит к
3...5-кратному снижению остаточных напряжений растяжения без замет-
ных деформаций сварных соединений (вследствие симметричности наг-
ружения).

Весьма примечательным результатом яаляется установление возмож-
ности снижения остаточных напряжений путем импульсного воздействия
на зоны сжатия (образец № 8). Для подтверждения эффективности обра-
ботки сжатых зон приведены специальные эксперименты на образцах ана-
логичных размеров с вырезами. Крайние перемычки подвергались нагреву
так, что в средней перемычке наводились напряжения сжатия около
100 МПа. После ее обработки по схемам, приведенным в таблице, остаточ-
ные напряжения снижались до ~40 МПа. Авторы отмечают такие пре-
имущества обработки взрывом сварных соединений:
•	возможность расположения ВВ на швах произвольной конфигурации
и любого типа;

•	направленное выделение энергии;

•	отсутствие отрицательного влияния обработки на механические
свойства основного металла соединений нагартованных алюминиевых
сплавов (в отличие от нагрева).

Положительные результаты завершенных в ИЭС НАН Украины в кон-
це 1980-х годов работ по применению энергии ВВ для улучшения свойств
сварных соединений стали стимулом для постановки широких и система-
тических исследований физических механизмов, лежащих в основе про-
цесса, по изысканию новых возможностей обработки взрывом сварных
соединений и рациональных областей ее применения при производстве
сварных конструкций. Основные результаты этих исследований изложены
далее.

5.2. МЕХАНИЗМ СНЯТИЯ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
ОБРАБОТКОЙ ВЗРЫВОМ

5.2.1.	Взаимодействие остаточных деформаций
и напряжений с деформациями и напряжениями
от внешней нагрузки

Существует ряд подходов [348, 377, 410, 423] к аналитичес-
кому определению остаточных напряжений в сварных элементах, подвергну-
тых действию внешней нагрузки. Они позволяют предсказать эффективность
производимого воздействия, рассчитать его параметры и тд. Однако одни из
них [410, 423] основываются на чрезмерных упрощениях, а потому связаны с
существенными погрешностями, другие [377] неудобны при практическом
применении.

Рассмотрим в несколько ином аспекте механизм взаимодействия собст-
венных напряжений и деформаций в сварном элементе, например, в виде
пластины со стыковым швом (рис. 5.19, а), и деформаций и напряжений,
вызванных внешней нагрузкой, которую примем равномерно распреде-
ленной по торцам пластины. Для простоты рассуждений сделаем оправ-
данное для большинства низкоуглеродистых и низколегированных сталей
допущение о том, что поведение материала сварного элемента в пределах
площадки текучести может быть представлено моделью идеально-упру-
гопластического тела, имеющего инвариантные диаграммы растяжения и
сжатия в виде:

о = Ее при е < стт / Е,
о = стт при е > стт / Е.

Распределение вдоль оси г напряжений стЛ и деформаций ех (/- 1, 2)
аппроксимируем эпюрой, представленной на рис. 5.19, а. Индекс х в даль-
нейшем опустим.
Рис. 5.19. Идеализиро-
ванная эпюра продоль-
ных остаточных напря-
жений в сварной плас-
тине со стыковым швом
(о) и совмещенная диа-
грамма деформирова-
ния для случая прило-
жения внешней растя-
гивающей нагрузки (б)

Введем следующие обозначения (см. рис. 5.19): Ст] =	ст2 = Дстт,

е( = е, = Аег, где ст, и о2 — продольные остаточные напряжения в рас-
тянутой и сжатой зонах сварного элемента; е, и е2 — остаточные упругие
деформации; / = Р}/Р2, Р\ и Р2 — площади поперечных сечений сварного
элемента, где действуют растягивающие и сжимающие остаточные напря-
жения, стт — статический предел текучести; ег — деформация, соответст-
вующая стт (иначе — упругий отскок). Подразумевается, что сварной шов и
основной металл имеют одинаковые механические свойства, а условие со-
вместности упругих остаточных деформаций можно записать в виде

Е( + Е2 = Е, = *(/ + 1).	(5.2)

Потенциальную энергию упругой деформации сварного элемента в ис-
ходном состоянии выразим через напряжения и приведенную деформацию
растянутой зоны [427]:

где е. = е, + е2 — приведенная упругая деформация растянутой зоны,
Р= Р{ + Р2. Указанная потенциальная энергия пропорциональна площади
треугольника ОАВ на рис. 5.19, б. Внешняя растягивающая нагрузка со-
общает сварному элементу деформацию удлинения, ен = жег, которая всю-
ду будет упругой, пока выполняется условие

т < 1 — к.	(5.4)

Относительное удлинение элемента в момент достижения в растя-
нутой зоне предела текучести составит Еу = (1 — к)Ет. При ен > е? растяну-
тая и сжатые зоны сварного элемента получат относительные деформации
удлинения: е” = ен + е1 = (т + к - 1)ег и е” = ен + Е1 = (т + к - 1)ег , причем
в общей деформации удлинения растянутой зоны появится пластическая
составляющая

Епл = Ен — Ьу = (т + к — 1)ёг.	(5.5)

После снятия внешней нагрузки сварной элемент придет в новое сос-
тояние, характеризуемое новыми (результирующими) значениями упругих
деформаций и напряжений, которые, как и ранее, должны удовлетворять
условию равновесия

е?уЛ = е»#,	(5.6)

и совместности деформаций [427]

Е° + е2 = Е. -	= (V + 1 - т)Ег.	(5.7)

Здесь Е]°у — упругая часть полной результирующей деформации растя-
нутой зоны, равной е° = е° +е1И(см. рис. 5.19, б); Е° — результирующая
остаточная деформация сжатых зон (стержней).

Потенциальная энергия сварного элемента в новом состоянии по ана-
логии с выражением (5.3)

ф;,	(5.8)

2(/ + 1)

где ст®— результирующие остаточные напряжения растяжения. Указанная
энергия пропорциональна площади треугольника ВСЭ (см. рис. 5.19, б).

Из выражения (5.8) вытекает условие полного снятия остаточных нап-
ряжений е° = 0, из которого следует, что е° = 0, откуда

т = 1 + Д или Ен = е2 + ег.

(5.9)

В случае приложения к элементу сжимающей нагрузки условие (5.9)
будет иметь вид т = 1 + к или ен = е( + ег.

Таким образом, внешняя нагрузка приводит к снижению остаточных
напряжений, если

к - 1 < т < 2,	(5.10)

т.е. для полного снятия остаточных напряжений необходимо ен = 2ег, если
/= к = 1, тогда как в работах [348, 377, 410, 423] сделан неверный вывод о
том, что для достижения этого результата, достаточно ен = ег (или стя =
= ^[377]).

Выражения для е® и е° получаются из решения системы уравнений
(5.6) и (5.7):

о А + 1 - т Д + 1 - т
/ +1 Т *(/ + !)

(5.11)
„о _ /(А +1 - т) е _ /(Д +1 - т) „

2’~ / + 1 *т~ *(/ + 1)

(5-12)

Полная результирующая остаточная деформация растянутой зоны

„о _ к(1]к +1) + /(т -1) о

ь •--------7“П е т ’

(5-13)

причем легко убедиться, что для любых /, к и тп справедливо равенство
ег + е2 = е? +е° =е. [424]. Следовательно, в результате приложения внеш-
ней нагрузки, создающей деформацию еи > (1 — к)ет, упругие деформации
зон (стержней) приобретают приращения

о = до/(* + т 1)	=

/ + 1 *(/ + !)

А —ОСТ _

Лст- -1(771)

(5-14)

По указанным приращениям деформаций могут быть найдены резуль-
тирующие остаточные упругие деформации зон

о а о Дс. Де2

е2 = е2 - Де2, е? = е1 —= е, -

(5-15)

Аналогичные рассуждения позволяют получить соответствующие вы-
ражения для случая приложения к сварному элементу внешней сжимаю-
щей нагрузки.

Обращаясь к рис. 5.19, б, можно убедиться в справедливости выраже-
ния

^пл = Де1у + Де2,

(5.16)

которое также непосредственно следует из (5.13). В (5.16) Де1у обозначено
приращение упругой составляющей деформации растянутой зоны свар-
ного элемента.

Практическое определение Де, = Де2 встречает затруднение, связанное с
неоднородностью малых пластических деформаций [129, 231]. В работах
[428, 437] показано, что непосредственными измерениями могут быть опре-
делены приращения деформаций тех зон сварного элемента, знак остаточ-
ных деформаций которых противоположен знаку деформаций, вызываемых
внешней нагрузкой, поскольку они в процессе нагружения и разгрузки на-
ходятся в упругой области. Тогда результирующие остаточные напряжения в
этих зонах составят в случае приложения растягивающей нагрузки

ст“т = ст2 -лЕДе2,	(5.17)

и в случае сжимающей нагрузки

ст°ст = - ^Дб|.	(5.18)
Результирующие остаточные напряжения в сопряженных зонах опре-
деляются из условия равновесия (5.6).

Формулы (5.3) и (5.8) определяют потенциальную энергию остаточных
упругих деформаций сварного элемента в исходном и разгруженном сос-
тоянии, геометрической интерпретацией которых являются подобные тре-
угольники ОАВ и ВСО. Поэтому выражения (5.13) и (5.15) есть уравнения
прямой, являющейся геометрическим местом точек разгрузки (упругих
отскоков) материала в зонах, где собственные напряжения имеют знак,
совпадающий со знаком напряжений от внешней нагрузки при различных
т и фиксированных / и к. На рис. 5.19, б эта прямая обозначена АВ. В зо-
нах с деформациями противоположного знака точки разгрузки (упругих
отскоков) укладываются на упругую часть диаграммы ст(е). Из рис. 5.19, б
видно, что после снятия внешней деформирующей нагрузки упругий от-
скок Ер не равен нагрузочной деформации е„. Допущение о равенстве
ер - ен, принятое в работах [348, 377, 410, 423 и др.] возможно лишь при
а = 0, (см. рис. 5.19, б), что требует /?=/-(). Поэтому условие полного
снятия остаточных напряжений т = 1 в реальных случаях конечных значе-
ний 0 является весьма приближенным.

Таким образом, максимальная величина нагрузочной деформации, не-
обходимой для полного снятия остаточных напряжений, составляет согла-
сно (5.10)

^тах = 2, Т.е. ЕНтм = 2ег.

Значение ег для низкоуглеродистых и низколегированных сталей на-
ходится в пределах 0,1...0,3 % [231], так что е„	= 0,2...0,6 %.

Переход к анализу взаимодействия деформаций от внешней нагрузки
с остаточными деформациями и напряжениями в случае реальных свар-
ных соединений с криволинейной эпюрой остаточных напряжений произ-
водится с помощью следующего приема [428]. Эпюра остаточных упругих
деформаций (рис. 5.20) разбивается на ряд элементарных «сопряженных»
участков таким образом, чтобы каждому участку 6РХ( = 8^,, растянутой
зоны, на котором действуют равномерно распределенные напряжения
соответствовал участок 6Р2/ =6,^сжатых зон с равномерно распределен-
ными напряжениями , значения которых удовлетворяют условию рав-
новесия выделенных участков

Обозначим Ст!. = ст2. = ^к^,. Для каждой пары сопряженных
участков можно выполнить построения, аналогичные приведенным на
рис. 5.19, б. Приложение к сварному элементу внешней, например, рас-
тягивающей нагрузки, вызывающей в /*-м участке растянутой зоны дефор-
мацию удлинения еН/ = т$Т при условии т, > 1 - к; приведет к появлению
в нем пластического удлинения

Епл, = («/ +	- 1)ЕГ ,

(5.20)

вследствие чего после снятия внешней нагрузки равновесие выделенной
пары участков нарушается. Упругие составляющие деформации изменятся
на Де1у и Де2у , так что Де1у + Де2у = епЛ/, а новые значения упругих де-
формаций участков в соответствии с (5.11) и (5.12) будут такими:

0	+1 - т

-----7« Ьт»
/ +1

Л_о _ М,к, +1 - т)
ЛЕ2у.-------7	1 БТ*

(5-20)

Если внешняя нагрузка вызывает равномерно распределенные вдоль
оси г деформации удлинения ен (см. рис. 5.19, б), то подобное перерас-
пределение деформаций (а следовательно, остаточных напряжений) про-
изойдет всюду в той части зоны действия остаточных напряжений растя-
жения, где т,> 1 - к;. Исходя из (5.20) на участках с различными т(> 1 -к,
при т1 = соп51 будет различной и величина е|Е1. , что приведет, соответст-
венно, к неодинаковому снижению остаточных напряжений. Поэтому
эпюра результирующих остаточных напряжений существенно видоизменя-
ется, как это схематически показано на рис. 5.20, при сохранении ин-

тегральных условий равновесия, что

наблюдается на практике [426].

Правомерность развиваемого под-
хода подтверждена результатами эк-
спериментов, в которых использо-
вали образцы двух типов: рамные
(трехстержневые) и сварные пласти-
ны стали СтЗ размером 200 х 200 х
х 5 мм. Рамные образцы (размеры
стержней 10 х 5 мм длиной 60 мм)
позволяли легко получить идеаль-
ную эпюру остаточных напряжений
(рис. 5.19, а) путем нагрева централь-
ного стержня сварочной горелкой до
температуры 300...400°С. Исходные
остаточные напряжения в стержнях
были измерены с помощью тепло-
изолированных тензодатчиков, на-
клеенных на крайние стержни. Ре-
жим нагрева обеспечивал создание в
среднем стержне о! = от (при этом

Рис. 5.20. Взаимодействие деформаций о-
внешней нагрузки с остаточными деформа-
циями и напряжениями
Таблица 5.5. Результаты ударного нагружения сварных пластин

т	Дь, 104		104		. МПа	
	Расчет по (5.14)	Экспери- мент	Расчет по (5.15)	Экспери- мент	Расчет по (5.14’)	Экспери- мент
0,2	1,0	1,0	1,0	0	230	235
0,5	2,5	2,65	2,5	0	170	172
0,8	4,0	4,1	4,0	1,3	НО	115
1,0	5,0	4,85	5,0	8,2	7,0	65
1,5	7,5	7,4	7,5	14,2	0	10

Примечанием 15  104, аг = 270 МПа, к = 1,0,/= 0,5.

к- 1, т = 0,5). Датчики оставляли на образцах (в том числе и на центра-
льном стержне) во время нагружения и разгрузки для измерения нагрузо-
чных и результирующих остаточных деформаций. Образцы этого типа наг-
ружали на растяжение на разрывной машине усилием Юте автоматичес-
кой записью диаграммы деформирования.

Образцы второго типа имели вдоль одной из осей сварной шов, полу-
ченный автоматической сваркой под флюсом АН-348. Исходные эпюры
остаточных напряжений определены путем разрезания пластин на «гребен-
ку» [354]. Пластины нагружали сжатием вдоль оси шва ударом по перифе-
рийным частям торцов на вертикальном копре со свободно падающим
грузом, подобном описанному в работе [140], при максимальной энергии
груза около 6 Дж. Во избежание потери продольной устойчивости пласти-
ну при ударе помещали в специальную кассету.

Результаты нагружения образцов первого типа (усреднены по 3...5 об-
разцам) сведены в табл. 5.5, из которой видно, что данные эксперимента
хорошо совпадают с расчетами.

Как и следовало ожидать, измеренные значения Дб( не совпадают с
вычисленными по формуле (5.13), при выводе которой предполагалась од-
нородная пластическая и нагрузочная деформация растянутой остаточны-
ми напряжениями зоны сварного элемента. В действительности же тензо-
датчик фиксирует приращение деформации среднего стержня, содержащее
пластическую составляющую е* , которая в зависимости от степени охва-
та базы тензодатчика пластическим течением может изменяться в весьма
широких пределах [424, 425]

О <е* <///,.

где /— размер пластически деформированной зоны сварного элемента в
направлении приложения нагрузки; 4 — база тензометра. В случае свар-
ного элемента со ступенчатой (как в данном случае) эпюрой исходных
и результирующих остаточных напряжений расчет по формулам (5.12),
(5.19), как видно из табл. 5.5, дает вполне корректные результаты. Для ре-
альных сварных соединений пересчет показаний тензометров, установлен-
ных в сжатой зоне, по формуле (5.19) требует знания величины/ для соот-
28-5-1832
ветствующей пары сопряженных элементарных участков соединения. Если
допустить подобие эпюр исходных и результирующих остаточных напря-
жений (а это весьма грубое приближение), то/ =/= ^1/^2-

Непосредственное определение приращения напряжений в растянутой
зоне сварного элемента представляет наибольший практический интерес,
поскольку именно остаточные напряжения растяжения являются одним из
основных факторов, лимитирующих несущую способность сварной конст-
рукции.

Обратимся к рис. 5.21, а, на котором представлены построения на диа-
грамме о(е) [424, 425] для случая приложения внешней растягивающей
нагрузки = 0,6, Л, = 0,93, т{ = 0,9). Пластическое течение /-го участка
растянутой зоны на величину приводит к перемещению точки Л, отоб-
ражающей ее исходное состояние, в точку Д так что деформация увели-
чивается на Де,.

Конечная упругая деформация е° , ответственная за результирующие оста-
точные напряжения , принимает вид

=е? -е^ = Де1 +(е,	(5.21)

однако ввиду невозможности корректно оценить е^, расчет по этой фор-
муле практически невозможен. Если же заведомо исключить е^ из состава
е?, то точка, отображающая конечные напряжения и деформацию /-го
участка, займет положение Ц вследствие чего, измеряя приращение Де?
упругой деформации рассматриваемого участка, можно найти

01-а”=Е4е?.	(5.22)

В описываемой серии экспериментов для предотвращения пластиче-
ской деформации в месте наклейки тензодатчика (см. рис. 5.21, б) на
среднем стержне изготавливали уширение на 0,5 мм (так называемую
эталонную зону), в результате чего после снятия внешней нагрузки тен-
зодатчик на среднем стержне фиксировал только его упругое укорочение
(см. рис. 5.21, а) на величину Де?, а потому формула (5.19) дает резуль-
тат, совпадающий в пределах точности измерений (± 5 МПа) с данными
разрушающей тензометрии. Разработанный прием [429] широко исполь-
зуется для оперативной оценки эффективности снятия остаточных нап-
ряжений путем обработки взрывом в лабораторных и производственных
условиях как новый неразрушающий механический метод определения
остаточных напряжений после приложения к напряженному элементу
внешней нагрузки.

На рис. 5.22 приведены эпюры исходных (сплошная линия) и резуль-
тирующих (штриховые линии) остаточных напряжений в образцах второго
типа (сварные пластины). Пунктиром представлены экспериментальные
эпюры До = /?Де°, Слева от оси ординат дана эпюра исходных остаточных
напряжений (/) и эпюры До и о0** для одной пластины (соответственно 2
Рис. 5.21. Напряжения и деформации
а ьн паре сопряженных участков сва-
□ного элемента до и после приложе-
ния внешней растягивающей нагрузки
<с7) и конструкция рамного образца с
«эталонной» зоной (б)

и 2'), а справа — для другой (3
и 3"). Вследствие особенностей
нагружения пластин пластиче-
ская деформация, возникавшая
в сжатых зонах при ударе, была
локализована на участках, при-
легающих к краям пластин. Дат-
чики, наклеенные в централь-
ной части пластины, фиксиро-
вали приращения только упру-
гой деформации ( е* ), а потому

для обеих зон соединения справедливы выражения, аналогичные (5.22).
Полная эпюра результирующих напряжений, определенная методом раз-
рушающей тензометрии [354], весьма близка к алгебраической сумме эпюр
а и До.

Представленные экспериментальные данные свидетельствуют о пра-
вомерности развитых представлений о механизме формирования конеч-
ного напряженного состояния сварных изделий в результате приложения
внешней деформирующей нагрузки. Несмотря на известную идеализацию,
этот подход позволяет производить с достаточной для практики точностью
количественный анализ физических механизмов, ответственных за сниже-
ние сварочных остаточных напряжений, а также анализ влияния некото-
рых факторов на эффективность различных деформационных способов
снятия остаточных напряжений, в том числе обработки взрывом. Рассмот-

рим характерные примеры
[430].

Деформационное упрочнение.
Большой класс используемых
для изготовления сварных из-
делий низколегированных кон-
струкционных сталей, некото-
рые цветные металлы и их
сплавы и т.д. имеют диаграм-
мы растяжения без выражен-

Рис. 5.22. Результаты локального
ударного сжатия пластины со сты-
ковым швом:

1 — исходные остаточные напряжения;
2 и 3 — приращения остаточных напря-
жений, 2' и 3'— результирующие оста-
точные напряжения
Рис. 5.23. Влияние деформационного упроч-
нения на эффективность снятия остаточных
напряжений

ной площадки текучести, т.е. с участ-
ком упрочнения, начинающимся непо-
средственно от предела пропорциона-
льности. Аппроксимируем начальный
участок такой диаграммы кусочно-ли-
нейной зависимостью (рис. 5.23).

Наклоны упругого участка и участ-
ка упрочнения —- соответственно Е и
М. Напряженно-деформированное со-
стояние сварного элемента характе-
ризуется треугольником ОКЕ. Если к
рассматриваемому элементу прило-
жить внешнюю растягивающую на-
грузку, вызывающую его удлинение

на ен, в растянутой зоне элемента возникнет пластическая деформация,
равная отрезку АВ. Поскольку ВЕ- 5ЕГ, где 5 = М/Е>

е'м(1-^)ега <е„.

После снятия внешней нагрузки остаточных напряжений растяжения
уменьшатся:

/ + 1 /+1

(5.23)

больше, чем в случае материала без упрочнения, т.е. на До?1 = (1 - 5)До?.
где До?— снижение остаточных напряжений растяжения в сварном сое-
динении материала с площадкой текучести.

Приравнивая (5.23) нулю, получим условие полного снятия остаточ-

ных напряжений т = —В предельном случае /= к = 1 имеем
2-5

2	. к(/ + 5)	2

т =-----, с учетом чего получим 1 + —у--- <т< ----.

1 — 5	1 "— 5	I - 5

Из очевидных геометрических соотношений (см. рис. 5.23, а) мож-
но определить нагрузочную деформацию, приводящую к такому же
снижению остаточных напряжений, как и в отсутствие упрочнения

Ш — 5(1 — кУ

т' =	Поправка, учитывающая упрочнение, является, вооб-

Еи 1-5

ще говоря, не очень существенной. Например, при 5=0,1 и Л=1.
т'/т = 1,1.

Температурно-скоростная чувствительность предела текучести. С по-
нижением температуры испытания и повышением скорости деформации
напряжения начала пластического течения заметно возрастают.
Рис. 5.24 Влияние температурно-скоростной чувст-
вительности предела текучести на эффективность
снятия остаточных напряжений

В работе [403] показано, например,
что при понижении температуры от +20 до
-80 °С предел текучести возрастает на
-75 %. Еще более значительно влияние на
предел текучести увеличения скорости де-
формации. В подразд. 2.2, 2.3 показано, что
переход от статических скоростей дефор-
мации к динамическим (ёз 104...105 с“‘)
приводит к 4...5-кратному и даже боль-
шему увеличению предела текучести.

Прирост предела текучести, связан-
ный с влиянием отрицательных темпера-
тур и/или высоких скоростей деформации,

можно учесть введением ко-

эффициента Я, представляющего собой отношение предела текучести при

данной температуре и/или скорости деформации к таковому при темпера-
туре +20 °С и «статической» скорости деформации (1 < К < т + 1с). Если
оставить неизменной нагрузочную деформацию ем> то увеличение предела
текучести приведет к уменьшению создаваемой внешней нагрузкой плас-
тической деформации е^ (рис. 5.24) за счет пропорционального уменьше-
ния величин т и к:,	= (к + т)/Г1 - 1 = е^, - (К - 1)ег.

После снятия внешней нагрузки остаточные напряжения растяжения

снизятся поэтому только до уровня

о?' = от(Л + Л - т)(/ + 1)-' = о? + (Я - 1)(/ + 1)-‘от.

Отсюда следует минимальное значение нагрузочной деформации, обес-
печивающей полное снятие остаточных напряжений: т=/к+ К. Найдем,
как и ранее, нагрузочную деформацию, необходимую для снижения оста-
точных напряжений до уровня, одинакового с получаемым при стати-
ческом деформировании при нормальной температуре. Из рис. 5.24 следу-
ет: е'н = ен + (Л - 1)ег, т.е.

Деи - (Я - 1)ег

(5.24)

Заметим, что наличие острого «зуба» текучести не сказывается на ве-
личине пластической деформации. Коэффициент Я должен учитывать толь-
ко динамический нижний предел текучести при данной температуре.

Эта поправка может быть весьма значительной, например, по данным
работы [403] динамический нижний предел текучести (ё = 102 с-1) низко-
углеродистой стали при Т = -78 °С возрастает в 1,8 раза, чему соответству-
ет равенство Ден = 0,8ег, а по данным работы [431] при переходе от стати-
ческого растяжения при Т= 20 °С к динамическому (ё = 103...105 с1) при
Г = -78 °С эта поправка достигает -7ег
/ ЕПЯ!

/ + Ч

Рис. 5.25. Влияние кратности нагружения на эф-
фективность снятия остаточных напряжений

Многократная обработка. Если наг-
рузочная деформация растяжения при
первом нагружении удовлетворяет усло-
вию ен > еу, то в растянутой зоне свар-
ного элемента образуется пластическая
деформация епл = (т +	- 1)ег, где ин-

дексом 1 обозначены состояния, соотве-
тствующие первому нагружению, а оста-
точные напряжения уменьшатся до о° =
= 0,-^1 -	(РИС- ЭТО, В

свою очередь, приведет к изменению ко-

эффициента к, который перед вторым нагружением примет вид к2 =

- 1-

Второе нагружение (при неизменном т) дает пластическую дефор-

мацию

епл2 =(т + *2-1)ег =у7уе™,>

(5.25)

а остаточные напряжения изменятся до уровня

(5.26)

Экстраполируя рассматриваемые величины к л-му циклу нагружения,
получаем

Переходя	1г	к 5^  "	1/+1) ег ’  Г / Г" ^пядг 1 у + 1 1	СПЯ| >  о°" =о'~ ’Ч/Тг)	<5-27)  к пределу /V—>	найдем  = 1 - т, еп„ = 0,	= О] - ЕеМ| .	(5.28)

Обратимся к рис. 5.25, на котором треугольник ОВЕ характеризует ис-
ходное напряженное состояние сварного элемента, а точка В — остаточ
ные напряжения и упругую деформацию его растянутой зоны. Первое
нагружение, вызывающее нагрузочную деформацию (т > 1 — к), переведет
элемент в состояние, соответствующее точке А. В то же время напряжение
и упругую деформацию его растянутой зоны будут характеризовать коор-
динаты точки Р. Повторное нагружение, очевидно, вызовет меньшую пла-
стическую деформацию (см. выражение (5.25)) и существенно меньшее
снижение остаточных напряжений (второй член в скобках выражения

(5.27) есть убывающая функция при любых/> 0).

Нетрудно убедиться в том, что все точки упругих отскоков при цикли-
ческом нагружении элемента лягут на прямую АМ, уравнение которой

имеет вид о =

[/е + (/ +1)(1 -т)ег], причем остаточным напряжени-

ям и упругой деформации растянутой зоны сварного элемента при ТУ-» <»
и ен = сопз! отвечают координаты точки С (см. выражение (5.28)). Таким
образом, при многократной обработке сварного элемента остаточные нап-
ряжения в нем уменьшаются монотонно по закону показательной функ-
ции, асимптотически приближаясь к предельному значению, определяе-
мому из выражения (5.28).

Полученные результаты находятся в хорошем качественном соответст-
вии с анализом влияния количества циклов нагружения на степень снятия
остаточных напряжений электрогидроимпульсной (432] и вибрационной
[433] обработкой сварных соединений.

5.2.2,	Остаточное напряженное состояние
металла после обработки взрывом

Несмотря на известные трудности, возникающие при ана-
лизе неодномерных волновых течений [43], представляется возможным опи-
сать последовательность событий при локальном взаимодействии волны на-
гружения с элементом напряженного металла и объяснить эффект снижения
остаточных напряжений в сварном соединении. В соответствии с существу-
ющими в настоящее время физическими представлениями эффект снижения
остаточных напряжений достигается, в общем случае, раздельным или сово-
купным действием двух механизмов [434].

1,	Релаксация касательных напряжений за счет достижения пластичес-
кого состояния в достаточно сильной волне нагружения, возбуждаемой
взрывом или высокоскоростным ударом. Действие этого механизма прояв-
ляется уже в плоской волне, например, при нагружении листового свар-
ного изделия накладным зарядом ВВ в условной схеме мгновенной дето-
нации или при нормальном падении детонационной волны. Для анализа
этого механизма достаточно рассмотреть процесс изменения напряженно-
деформированного состояния элемента металла при прохождении по нему
плоской упругопластической волны.

2.	Неоднородная деформация металла за счет неодномерности волно-
вых течений, разгрузочных яалений, затухания УВ и т.п. Этот механизм
обусловлен, главным образом, особенностями поля массовых скоростей за
сокоскоростного удара) и

Рис. 5.26. Траектории нагружения плоской
УВ напряженного металла в плоскости
главных напряжений (случай симметрии
исходных остаточных напряжений)

образования

фронтом волны нагружения и под-
дается описанию пока лишь в нем-
ногих частных случаях.

Имея в виду оба эти механизма,
можно говорить, по аналогии с ра-
ботами С.К. Годунова, Н.Н. Серге-
ева-Альбова и др. [435, 436], о соз-
дании в результате взрывного на-
гружения так называемого напря-
женно-деформированного следа в
металле под шнуровым или полосо-
вым (конечной ширины) зарядом
ВВ. Процесс снижения остаточных
напряжений можно, следовательно,
разделить на два основных этапа,
этап детонации заряда ВВ (или вы-

напряженно-деформированного

следа и этап, в течение которого напряжения в сварном образце как целом

приходят в равновесие со следом и создается новое напряженно-де-
формированное состояние сварного образца с новыми остаточными напря-
жениями, которые могут быть много меньше исходных. Длительности этих
двух этапов, вообще говоря, соизмеримы. Однако удобно считать, что пер-
вый этап завершается мгновенно, задавая некоторые начальные условия для
последующего уравновешивания системы внутренних напряжений. Касаясь
относительной важности двух указанных механизмов воздействия обработки
взрывом на напряженное состояние сварного соединения, можно отметить,
что первый из них является основным и проявляется при всех схемах и во
всех режимах обработки. Влияние второго механизма так же существенно, а
при некоторых схемах обработки он вносит сравнимый или даже преобла-
дающий вклад в эффект снижения остаточных напряжений. Следует, одна-
ко, подчеркнуть, что вопрос об относительной роли этих двух механизмов
не до конца ясен и требует дальнейших исследований.

Случай симметрии исходных остаточных напряжений (оуо = 0^,0^ = 0).

Рассмотрим общие черты механизма релаксации напряжений в одномер-
ной (плоской) упругопластической волне сжатия, распространяющейся в
направлении оси у (рис. 5.26), для чего проследим за траекторией изобра-
жающей точки напряженного состояния элемента среды, свойства кото-
рой описываются уравнением Шведова-Бингама о - о0 =	, в плоскос-

ти главных напряжений ох, <зу (случай нормального падения волны на по-
верхность среды с симметричными исходными остаточными напряжения-
ми растяжения оХ1, о'().
Если выполняется условие текучести Мизеса
(ох - оу)2 + (ох - а,)2 + (ог - ау)2 = 2о^,
то состояние текучести достигается на линиях РР и 00, уравнения кото-
рых суть ох - оу = ±од. Линия 55 — гидростатическая ось ох = ог Линии
Р'Р/ и 0'0' определяют состояние текучести при статических скоростях
деформации, и, следовательно, отрезок Р0'Оо соответствует набору возмож-
ных состояний металла при оу = 0, т.е. до нагружения, тогда как линия
Ро'Со соответствует состоянию текучести сварного соединения после об-
работки взрывом, т.е. металла, упрочненного взрывом, а отрезок Р0*Оо — это
набор точек состояний металла после такой обработки.

Начальное напряженное состояние, обычно близкое в сварных сое-
динениях к состоянию текучести Оо, изображается точкой А. До тех пор,
пока не достигнуто состояние текучести, волны сжатия—растяжения пе-
ремешают изображающую точку вдоль линии ВВ' (АВ — сжатие, АВ'—
растяжение), наклон которой к оси ох зависит от угла наклона фронта
волны к поверхности металла и значения коэффициента Пуассона V и
при нормальном падении детонационной волны (или мгновенной дето-
нации) соответствует (1 - у)уч. После достижения точки С (координаты
которой зависят от скорости деформации в волне нагружения) этап уп-
ругого деформирования заканчивается и начинается пластическое сжатие
металла, чему соответствует перемещение изображающей точки вдоль
линии текучести 00- Напряжение в точке С определяется системой урав-
нений ох - Оу = ±од,

решая которую, получаем

а'(С) = Т^(а"“а*')‘

Пусть точка В соответствует пику волны. Тогда на отрезке СВ проис-
ходит повышение гидростатического давления в металле без изменения
касательных напряжений. При этом постоянство касательного напряжения
обеспечивается непрерывной релаксацией растущих упругих напряжений
сдвига, в результате упругие деформации сдвига преобразуются в пласти-
ческие. Напомним, что процесс релаксации, в принципе, протекает при
неизменной полной деформации е^ + е^ - епмн = сопзс.

После прохождения пика волны металл упруго разгружается вдоль от-
резка ВВ, параллельного АВ, если не учитывать зависимость V от давления,
до состояния промежуточного покоя В на отрезке РОРС'. Состояние окон-
чательного покоя достигается в результате уравновешивания остаточных
напряжений во всем объеме металла после многократного прохождения
упругих волн от свободных краев образца, а также вторичной релаксации на-
пряжений в напряженно-деформированном следе, если ох(Г) = ох(Р^) =	•
Параметры точки 2) определяются амплитудой упругопластической волны
и вязкими свойствами металла. Давление на поверхности металла о//))
определяется в общем случае, например, с использованием выражения
(1.11, 1.47). В случае скользящей детонации в первом приближении можно
принять о/И) равным примерно половине давления рс продуктов детона-
ции в точке Чепмена—Жуге.

Если давление достигает значения, при котором пику волны соответст-

вует точка Т(рс =

2(1-V)
1-2у

0Д), то точка Едостигает Ро. При еще больших р<

траектория упругой разгрузки заканчивается на пересечении ее с линией
РР, после чего изображающая точка скользит вдоль РР (пластическая раз-
грузка) и останавливается в состоянии промежуточного покоя Роуже неза-
висимо от величины приложенного давления. Для низкоуглеродистых и
низколегированных сталей давление, при котором достигается состояние
Ро, составляет несколько гигапаскалей.

До сих пор предполагалось, что изображающая точка состояния не
выходит за пределы поверхности текучести, что справедливо, если время
релаксации !р касательных напряжений, превышающих пренебрежи-
мо мало по сравнению с характерным временем взрывного нагружения
(/0 = 10* с). Оценки порядка времени релаксации можно получить на ос-
новании уравнения Шведова—Бингама. Воспользовавшись приведенными
в литературе [23, 28, 43] данными о коэффициенте динамической вязкости
(Цт = 104 Па-с) и задавшись типичными значениями тп = Зтп у = 3- 103с“:

найдем, что !р лежит в субмикросекундном интервале времен, и, следова-
тельно, релаксация за время нагружения обычно оказывается если и не
полной, то достаточно глубокой. Однако при моделировании давления на
компьютере необходимо учитывать конечную вязкость металла, влияние
которой проявляется, в частности, в том, что реальная траектория изобра-
жающей точки представится не отрезком прямой СО, а некоторой кривой,
проходящей между СИ и СВ.

Вариант симметрии (о'х - о^), когда достаточно ограничиться иссле-
дованием процесса в элементе среды, может быть обобщен и на более
сложный случай несимметричного напряженного состояния, которому со-
ответствует усложнение ситуации по сравнению с рассмотренной, пс
крайней мере, в двух отношениях:

1)	начальные остаточные напряжения не равны (с^ * <Уг);

2)	вместо мгновенной детонации листового заряда В В или нормаль-
ного падения детонационной волны (нормального удара пластины) имееV
более близкий к реальным условиям случай сверхзвуковой скользящей
детонации листового заряда ВВ при допущении отсутствия затухания УБ
(при этом а, * о().

Изложенные выше соображения переносятся и на этот случай, с те*-
только отличием, что траекторию изображающей точки следует рассмаг
ривать в трехмерном пространстве ах, вместо двух линий текучести
РР и ()() имеем цилиндрическую поверхность текучести [437], а вместо от-
г

Рис. 5.27. Схематическое изображение за-
ключительного участка траектории изобра-
жающей точки напряженного состояния в
случае несимметрии исходных остаточных
напряжений

резка мгновенных конечных состоя-
ний покоя ЛЛ- площадь, ограни-
ченную эллипсом текучести в плос-
кости оу- 0 (рис. 5.27). В принципе,
можно было бы выполнить алгебра-

ическое описание трехмерной траектории изображающей точки. Однако в
таком принципиально простом, но громоздком построении пока не возни-
кала практическая необходимость. Достаточно поэтому ограничиться рас-
смотрением в общих чертах лишь завершающей части траектории внутри
эллипса текучести (см. рис. 5.27).

Пусть исходному напряженному состоянию (о'х, 0, ст.) соответствует точка А.

Тогда спустя время 6, равное длительности импульса нагружения,
изображающая точка окажется в плоскости (ву = 0) на отрезке ВВ’, прохо-
дящем через начальное состояние А (рис. 5.27). При нормальном падении
детонационной волны на поверхность металла отрезок ВВ' параллелен ги-
дростатической оси 55. В случае косой УВ отрезок ВВ' наклонен к оси 55
под некоторым углом, который зависит от числа Маха детонационной волны,
коэффициента Пуассона, отношения о'х / о' и определяется в общем слу-
чае после построения трехмерной траектории. Наклон, показанный на
рис. 5.27, соответствует случаю, когда детонационная волна распространя-
ется вдоль оси хи |ох| >	. Отрезок АВ отвечает состояниям металла по-

сле прохождения волны сжатия. Точка В, аналогично точке Ро в предыду-
щем рассмотрении (см. рис. 5.26), является точкой предельного промежу-
точного покоя при амплитуде волны нагружения выше критической (оцен-
ка последней — порядка сотен мегапаскалей для низкоуглеродистой и низ-
колегированной стали — остается в силе).

Условия нагружения в большинстве случаев таковы, что время уравно-
вешивания упругих напряжений в сварном элементе или конструкции в на-
правлении, поперечном сварному шву, происходит за время, которое может
быть много больше А, но зачастую меньше времени Г3 установления равно-
весия вдоль щва, причем по истечению времени поперечные напряжения
о' уменьшаются до нуля. Этому соответствует перемещение изображающей
точки из В в С. Наконец, за время г3 происходит уравновешивание нап-
ряжений вдоль шва; конечные напряжения существенно уменьшаются по
сравнению с ох(С), но не обязательно до нуля, чему отвечает переход к
состоянию окончательного покоя (точка Р). Определение координат точ-
ки I) при заданных р„ V и числе Маха детонационной волны не предста-
вляет принципиальных трудностей. Однако с практической точки зрения
это нерационально, так как в отличие от рассмотренной идеализирован-
ной (двумерной) схемы в реальных условиях приходится сталкиваться с
Таким образом, при ом = аго, аХо

Рнс. 5.28. Траектории изображающей точки в
плоскости главных напряжений («приближен-
ная» теория)

волнами, амплитуда которых вследст-
вие геометрического или диссипатив-
ного затухания и других эффектов
меняется от точки к точке. Поэтому и
состояния Д начиная с некоторого
расстояния от заряда, также меняются
от элемента к элементу, и конечное
состояние напряженного металла мо-
жет быть найдено лишь численными
методами. Практический прием опре-
деления состояния I) для сварного эле-
мента в целом будет рассмотрен ниже.

Случай несимметрии исходных оста-
точных напряжений (ст/о #	, оЛо = 0).

= 0 (т.е. если плоскость фронта УВ парал-

лельна поверхности металла, оси х и у лежат в плоскости поверхности обра-
батываемой пластины, а ось г перпендикулярна ей) траектории движения то-
чки, изображающей напряженно-деформированное состояние вещества в
пространстве главных напряжений, в процессе взрывного нагружения и раз-
грузки при любых упругих начальных напряжениях прямые упругого нагру-

жения выходят на поверхность текучести в точках, принадлежащих некото-
рой определенной прямой, проекция которой на плоскость с координатами
ол, есть прямая ()(), изображенная на рис. 5.28 (в случае волн растяжения
это прямая РР). Отрезки ОО= ОЕ= ОР - ОС- од, прямая 55— проекция
гидростатической оси (од— динамический предел текучести). В процессе да-
льнейшего нагружения изображающая точка движется вдоль прямой 00,
изображенной на рис. 5.28 (в случае волн растяжения это прямая РР).

В характерном случае реальных типов сварных соединений при ох # о,
траектории нагружения будут более сложными, а именно, в пластической
области эти траектории представляют собой семейство кривых, имеющих
в качестве асимптоты при больших значениях од прямые, проекции кото-
рых на плоскость ох, оу есть РР и 00.

Несмотря на существование физических теорий процесса взаимодейст-
вия УВ с напряженным металлом, основанных на более сложных моделях
среды, в том числе с учетом неодномерности нагружения (см., например.
[438, 439]), небезынтересно проанализировать, сколь значительной может
быть поправка к расчетам, учитывающая асимметрию начальных остаточных
напряжений. Исходными данными в случае применения предлагаемой схемы
рассмотрения являются существующие в сваренном металле остаточные нап-
ряжения и интенсивность напряжений, вызванных внешним нагружением.

Если воспользоваться ассоциированным законом течения для материала
в соответствии с критерием текучести Сен-Веиана—Мизеса (случай идеаль-
ной пластичности), в форме [440, 441]

<4 _	<4 К|

3,	3, ’ 5, " Р,| '

(5.29)

гае — компоненты тензора напряжений,
то можно получить систему уравнений

-6Ие
3

</5,

-|ол, =

/13,	_

95,5, ~	95,5,

2а?	2а,2

(5.30)

Рис. 5.29. Траектории изображающей точ-
ки по «уточненной» теории

которая позволяет найти зависимость
СуИс^огг параметра нагружения

На рис. 5.29 на совмещенных коорди-

натных плоскостях оД) оу и ох, ог изображены возможные траектории нагруже-
ния в упругой и пластической областях, соответствующие решениям системы
(5.30). Здесь область, ограниченная прямыми АА и А, А, — проекция цилиндра
текучести, а прямая ОО — асимптота траекторий при ох —> *>; оХ] соответствует

началу пластического течения. Процесс удобнее рассматривать в координатах

а„ о*, гае ож = -^(о^ + ог). Соответствующие траектории изображены на рис. 5.30.

Рис. 5.30. Построения в плоскости главных напряжений, иллюстрирующие алгоритм (а) и
результаты (б) применения «уточненной» теории. Штриховые линии соответствуют вели-
чине Оп, сплошные — До
Процесс нагружения описывается следующим образом.

1.	Начальная точка принадлежит отрезку АО, от1)

=	+о*)- °дной

начальной точке могут соответствовать различные До0 = оуо +	:

М<|7в’"в* ’ 1<’«*|<о”

где от статический предел текучести. В расчетах принимали од = Зот.

2.	Упругое нагружение происходит вдоль прямой

а. =-^(а.-в^) при у = |а„ =2(а„-а_).	(5.3В

3.	Точка выхода на поверхность текучести записывается в виде

1 -V (2 „

о = -—-— — О г + О—,
Х| 1-2у\3

(5.32>

где	“Зд°о  При V = |оЛ| = 35Х1 + 2^ .

4.	Дальнейшее нагружение описывается следующими параметричес-
кими уравнениями, полученными путем решения системы (5.30):

Дох = 2 Г |3е' -1 +

о. з! 0е' +1 + I о ’

д	М	(5.33)

Д°„ _ 1 ГРе' ~1 2? ,

Од 3^ре' + 1 2ад ’

2о - 35

где Р = -----—; / > 0; Дох = оХ| - оХ]; Ьат =	- а ; ох* - амплитуд

2од + 35Х1

волны; — значение величины от, соответствующее оХк, сц — соответ-

ствующее оХ|.

Из системы уравнений (5.33), а также соотношений (5.31), (5.32) мож-
но получить асимптотическую зависимость между охЛ и втк при больших
амплитудах ох* : отк -> о„к - од. Поэтому траектории нагружения в плас-
тической области в координатах ох, от имеют вид кривой ЛЯ, изображен-
ной на рис. 5.30.

Рассмотрение нагружения по упрощенной схеме предполагает замен»
траектории ЛЛЯ ломаной и величину До равной нулю. Точка Р соответст-
вует приближенной разгрузочной величине о'тг, точка Т— точной вели-
чине . Поправку РТ обозначим через оп; оп > 0.

Для полного определения напряженного состояния после разгрузки нео-
бходимо знать ом, оп и разность напряжений после разгрузки До2 =	- сг.

Зависимость До и оп от Дох при V = 1/3 получена путем преобразования
системы (5.33) 4 в параметричес-
ком представлении имеет вид

ехр| 41

— = ±4Д₽ —(5.34, а)

от	Ре +1

Таблица 5,6, Результаты расчета по фор-
муле (5.34)

Параметр	Г	2	3	4	5
ДО(Уат	1,15	1	3/4	2/3	1/2
	0,63	0,64	0,65	0,66	0,6
Р	34	46	83,3	106	190

* 1—5 см. рис. 5.30, 6.

о, 6

от ре' +1 *

(5.34, 6)

при этом знак в формуле (5.34, а) совпадает со знаком До0.

На рис. 5.30, б приведены расчетные поправки при параметрах, ука-
занных в табл, 5.6.

Алгоритм использования упрощенной схемы с поправками следующий.
По начальным напряжениям оуо и вычисляются = 1 / 2(оУо +	)

и Ао0 = оУа -	. Затем с учетом известной амплитуды УВ аХк строится при-

ближенная ломаная нагружения и разгрузки типа КфСтР и находится прибли-
женное разгрузочное значение (точка Р). Далее определяется значение
величины Аст^ По величине Дох = аХк - оЛ|, используя графики, приведенные
на рис. 5.30, б, можно получить значения величин Доп и Дао и затем и
по формулам

, До,	,

а» =а^	= »ч —2~а"'

На рисунке видно, что наиболее существенна поправка До, величину
о„ при Дох < -Стд можно не учитывать.

Если < ~от, то после ударно-вол ново го процесса начинается срав-
нительно медленный дрейф точки Т (см. рис. 5.30, а) в сторону возраста-
ния величины Расчет, проведенный на основе ассоциированного зако-
на текучести (5.29) и условия одноосной деформации еу = Ег = 0, показыва-
ет, что конечное состояние и Дст3 определяется системой уравнений

XI-V)	1

где у = -----, при V = -

1 + V	3

3
у = —
1 2

В первом приближении можно принять

При практическом использовании приведенных расчетов важно знать
поправку аХп (см. рис. 5.30). Последняя представляет собой разницу меж-
ду «точной» и приближенной амплитудой волны, необходимой для полу-
чения определенного конечного состояния , характеризуемого точкой Т.

Значение величины оХп можно определить из трансцендентного уравнения

4

1	+ р ехр (д -

3

где а = 2 +—(5Х1 + а^ ~а2); омг <ато.

ад

Расчет, проведенный при = 0, показывает, что при од - За.

Г

шах —~ = 0,114, что составляет менее 6 % амплитуды УВ ох , соответст-
1°,)

вующей в этом случае ол. Поэтому в практических расчетах эту поправку мож-
но не учитывать. Последнее является следствием того, что незначительное от-
носительное изменение амплитуды УВ приводит к более ощутимым изме-

нениям конечного состояния —~, так как обычно можно принял» оХк = 6ат.

Следует остановиться на учитываемых в данной работе особенностях
динамического ударно-волнового процесса в сравнении с квазистатичес-
кими условиями нагружения и разгрузки. Как показано (см., например.
[23, 43]), реальную высокоскоростную картину деформирования вязко-
упругопластического вещества можно с успехом приблизить обычным уп-
ругопластическим квазистатическим процессом, характеризуемым некото-
рым эффективным динамическим пределом текучести, зависящим от ско-
рости деформации и вязкости материала.

При реальных скоростях деформации, достигаемых в процессе снятия
остаточных напряжений путем обработки взрывом таких материалов, как,
например, сталь СтЗ, динамический предел текучести оказывается в 3...5 раз
больше статического. Эти данные, основанные на экспериментах по высо-
коскоростному растяжению и сжатию стержней, приведены в работе [156].
Кроме этого, особенность динамического характера деформирования учи-
тывается путем введения в рассмотрение процесса дрейфа точки, отобража-
ющей напряженное состояние вещества, к статическому пределу текучести.

5.2.3.	Напряженно-деформированный след
локального взрывного нагружения и его интенсивность

Расчет значений напряжения и деформации в напряженно-
деформированном следе, а также давлений ударного сжатия, необходимых
для образования такого следа оптимальной интенсивности, выполним для
частного случая нагружения плоской УВ полупространства, заполненного
упруговязкопластической металлической средой с постоянной вязкостью,
свойства которой описываются уравнением состояния Шведова—Бингама:

о-о0 =цоё.	(5.35)
Рис. 531. Процесс нагрузки и разгрузки (одно-
осная деформация) идеально-упругопласти-
ческого тела на ударной адиабате в плоскос-
ти фронта У В

Полученные при этом результаты
в общих чертах соответствуют ситуа-
циям, имеющим место при более
сложных (неодномерных) схемах на-
гружения релаксирующих материалов.

Процесс образования напряженно-
деформированного следа удобно ана-
лизировать, пользуясь ударной адиаба-
той в координатах Ось у, как и
ранее, направлена по нормали к полу-
пространству, оси х и г параллельны
его поверхности. На рис. 5.31 линия
ОИНУ соответствует состоянию среды
при нагружении, 05 — прямая гидрос-
татического сжатия, тугу и К/у — ли-
нии упругой и пластической разгрузки.
На стадии нагружения и нагрузки соб-
людается условие одноосной деформа-

ции (еу * 0, ед = ег = 0). После разгрузки

(оу = 0) вследствие релаксации касательных напряжений в УВ (см. гл. 1) нап-
ряженно-деформированное состояние металла будет существенно отличаться

от исходного. Из рис. 5.31 видно, что при о,, = 0 металл сохранит остаточное
укорочение в направлении нагружения, характеризующееся относительной
деформацией ег Она обусловливает остаточное изменение объема, а потому

связана с существованием в металле остаточного давления

о° + о° + о°

Л =----—-

2 0

3 х

С учетом известного равенства р = Веу находим

’ " ЗВ ’

где В — модуль объемного сжатия. Значение можно также получить из
уравнения прямой разгрузки К/у

V 2
=г1пТГ±з<’д>

откуда для результирующего состояния (У= 1^)

о _ 2с7Д

’у ЗВ ’

(5.36)

(5.37)
а следовательно,

о0х=о°=Од.	(5.38)

Таким образом, прохождение по релаксирующему материалу упруго-
пластической волны и последующая его разгрузка в условиях одноосной
деформации приводят к наведению в нем на ортогональных по от-
ношению к плоскости фронта волны площадках остаточных напряжений
сжатия, равных динамическому пределу текучести [434, 439}.

Скорость деформации на фронте УВ и в волне разгрузки становится зна-
чительной, когда существенны вязкие свойства металла [23, 28[. В рассмат-
риваемом случае можно считать, что значения ё на стадиях нагружения и
разгрузки совпадают, однако после завершения разгрузки ё = 0, следователь-
но, состояние (5.38) является неустойчивым — материал испытывает на-
пряжения, существенно превышающие его предел текучести при «нулевой»
скорости деформации. Вследствие этого должен протекать сравнительно
медленный процесс последующей релаксации напряжений, при котором

„о .	„

~~ *

что иллюстрирует рис. 5.26 дрейфом точки или Гк Ро' и сопровождает-
ся трансформацией части остаточной упругой деформации е° в пластиче-
скую:

* оо од Г 1 - V А 2Га-
₽ = Е + Е = —— ------------- .

еУп+еУп Л	з1 а У

(5.39)

за счет чего возрастает пластическая часть общего укорочения металла в

направлении оси у:

• а. 00	1-У

Е = Е„ +ЕУ = 0.5 * ----~-----Ц;--'

ул Уп Ул д и - 2у За

(5.40)

Одновременно это приводит к соответствующему увеличению суммар-
ной пластической деформации (потенциального «растекания») металла в
поперечном направлении на величину

ОО
X

1	ч от

-3Л(О‘ <’’)-зл(а_1)-

(5.41)

так что ее конечное значение можно определить так:

= е* +е"

____
1 -V

1 (а -И]

(5.42)

Е

В

2(1 -2у) З^ а

Таким образом, процесс образования напряженно-дефор миро ванного
следа в релаксирующем материале условно разбивается на два этапа: соз-
дания такого следа мгновенной (динамической) интенсивности с компо-
нентами о* = о° = од и вторичной релаксации, приводящей к равновес-
ному (статическому) состоянию металла в напряженно-деформи рован ном
следе и сопровождающейся образованием дополнительных пластических
деформаций в нем. Полнота релаксации мгновенного напряжен но-де-
формированного следа в реальных процессах локальной обработки взры-
вом сварных соединений определяется соотношением времени релаксации
напряжений, зависящим от разности охл - от, где — текущие значения
компонентов напряжений в напряженно-деформированном следе и харак-
терного времени взаимодействия (уравновешивания) следа с остаточными
напряжениями в ближней и дальней зонах взрыва, которое, в свою оче-
редь, зависит от геометрии соединения и особенностей его исходного на-
пряженного состояния, а также от схемы взрывного нагружения.

В проанализированной выше модели образования напряженно-дефор-
мированного следа переход на втором этапе к равновесному состоянию
отображается смещением точки Ро или Е к оси ординат (в точку на
рис. 5.26). Несколько сложнее дать геометрическую интерпретацию в слу-
чае асимметрии (рис. 5.27), хотя, в принципе, его проявлением будет пе-
ремещение точки В (или 5Э к началу координат, т.е. стягивание эллипса.

Для тел конечных размеров (в том числе при их локальном взрывном
нагружении), а также для тел с начальными остаточными напряжениями
существует третий, заключительный, этап взаимодействия напряженно-
деформированного следа с различной полнотой релаксации либо с гра-
ницами тела, сопровождающийся образованием деформаций удлинения
вдоль осей х и г, либо с остаточными напряжениями в ближней и даль-
ней зонах взрыва, в результате чего устанавливается новое равновесие
напряжений в теле как целом. Предварительное рассмотрение этого эта-
па для случая асимметрии остаточных напряжений приведено выше (см.
рис. 5.29, 5.30).

Возвратимся к рис. 5.31. Выражение (5.37) было получено в предпо-
ложении, что оу = о*, где Оу — давление в УВ, при котором разгрузка
является упругой и имеет максимальную амплитуду Дп>ти[, определяемую

выражением (5.36). Очевидно, что при оу =о'у, большем о’, разгрузка
будет двухстадийной, включающей пластическую ветвь гуг', и мгновенное
конечное состояние будет описываться теми же формулами (5.37), (5.38).
Если же оу = о'у будет меньше о*, мгновенная остаточная деформация в
напряженно-деформированном следе будет пропорциональна давлению в
волне. В самом деле, из уравнения прямой упругой разгрузки
(о' - оу) = (Л + 2ц)(е* - е^) вытекает, что при оу = 0

Воспользовавшись очевидным соотношением (рис. 5.30)

(544>
Рис. 5.32. Влияние скорости деформации на
остаточную деформацию в напряженно-де-
формированном следе в плоскости фронта УВ

формулу (5.43) запишем в более удоб-
ном виде (штрихи опустим)

е?------Ц—•	(5.45)

зад+^ц)

Значение мгновенной остаточной
деформации в напряженно-деформи-
рованном следе зависит от значения
предела текучести Гюгонио , кото-
рый в свою очередь зависит от скорос-
ти деформации, реализуемой на удар-
ном фронте: чем выше ё, тем меньше
мгновенная интенсивность следа. На
рис. 5.32 показано, как меняется оста-
точная деформация в следе при пере-
ходе от одной скорости деформации к

другой, причем ё* > ё'. Общая закономерность состоит в том, что в металлах,

имеющих при постоянном значении ё большие значения Це и т)п, мгновен-
ные интенсивности напряженно-деформированного следа будут меньше.

При наличии затухания волны по мере распространения ее в глубь металла
напряжение, которое он испытывает, непрерывно падает, вследствие чего, на-

чиная с момента, когда < о*, мгновенная интенсивность следа будет мо-

нотонно уменьшаться и станет рав-
ной нулю на некотором расстоянии
от поверхности нагружения, там, где

= 

Рассмотрим далее процесс раз-
грузки на площадках, ортогональных
по отношению к плоскости фронта
УВ [18, 31], для чего обратимся к
рис. 5.33. На нем линии 5,
7/х, т*гх обозначают соответственно
пластический участок адиабаты а/гу),
пластическую ветвь разгрузки нап-
ряжения ох = ог, линию гидроста-
тического сжатия, пластический учас-

Рис. 5.33. Процесс нагрузки и разгрузки
(одноосная деформация) идеал ьно-ул руго-
пластического тела на ударной адиабате в
плоскости, ортогональной к фронту УВ
ток адиабаты о/е,), упругую и пластическую ветвь разгрузки напряжения
ог Линия т'угу, как и прежде, соответствует разгрузке напряжения о,, ко-
торое принято равным а*.

Уравнение упругой ветви разгрузки напряжения сх имеет вид [21, 31]

(о; - <тд) =	(о; - о,).	(5.46)

В момент завершения разгрузки оу - 0; при этом разгрузка напряже-
ния о, заканчивается в точке пересечения прямых тхгх и Нгу> координаты
которой — о^, . Из условия текучести Мизеса следует, что о’ - од = од.

Объединяя последние выражения и замечая что

,	(5.47)

получаем
о0 о*
^ = -^-1.	(5.48)

о о

Из (5.48) вытекает, что иапряженно-деформированный след образует-
ся, если 6, > 6Л , причем

1 -V

" 1-2уЧ

(5.49)

что дает оценку минимального давления УВ. Верхнюю границу диапазона
давлений получим, учитывая, что при <зу > ау ~ (До^ — максима-
льная амплитуда упругой разгрузки) кроме упругой имеет место и пласти-
ческая стадия разгрузки, приводящая материал в состояние, характеризуе-
мое координатами точек гх и гу, как и при нагружении давлением ау. Поэ-
тому диапазон эффективных давлений УВ такой:

ол < ау < 2аУл	(5.50)

или

(5.51)

1 - 2у од 1 - 2у

что соответствует полученной ранее оценке максимального давления УВ с
предположением, что ау = Воспользовавшись выражением для давления
в точке Чепмена—Жуге, условие (5.51) можно представить в виде

1 - у РрД2 2(1 - у)
1-2у (Л + 1)од 1-2у '

(5.52)

Аналогично можно получить оценки для параметров метаемой пласти-
ны, если У В в обрабатываемом металле возбуждается ударом, для чего не-
обходимо наряду с (5.51) использовать выражение (1.26).
Для определения порядка значения давления, необходимого для по-
лучения, например в стали СтЗ, напряженно-деформированного следа с
максимальной мгновенной интенсивностью, воспользуемся данными на-
пример, рис. 1.2, выражениями (1.3), (1.14) и данными табл. 1.2, 1.4. По
различным оценкам, динамический предел текучести этой стали при ско-
ростях деформации, характерных для нагружения контактным взрывом,
составляет (8,6...10,7) - 102 МПа. Принимая V - 0,28, од = 103 МПа, получа-
ем 16,5 < ау < 3,3 • 103 МПа.

Указанный диапазон давления (5.52) может быть дополнительно огра-
ничен, если принять во внимание, что часть образованного в ненапря-
женном теле следа релаксирует до равновесного состояния, соответствую-
щего равенству о® = от. Поэтому в напряжен но-дефор мированном следе
иногда целесообразно сразу создать напряжения о”, т.е.

о» =Д'--1 = 01.	(5.53)

°л

(8 Вводя обозначение — = а, из (5.51) получаем

где Т|о = а - 1. Тогда условие (5.51) можно представить в виде

=	(555)

%	“ П. +1

Например, для той же стали СтЗ при ё = 0,5 • 105 с1, а = 4 [43, 156] и
= 16,5 102 МПа [31] из (5.55) имеем весьма узкий диапазон значений
давления:

16,5- 102< а^21,5- 102 МПа.

Сделаем оценку деформаций, создаваемых в релаксирующем металле
плоской УВ [442]. Из (5.43) с учетом (5.50) и (5.54) имеем

е; =8,, +-% при О, =о;, ь" =еЛ +-^ при а, =<', (5.56)

=	= з(Х+\о '	(5,57>

Здесь Лиц — константы упругости. Принимая для стали СтЗ В = 1,52 х
х 102 ГПа, ЛИЮ2 ГПа, ц = 0,78 • 102 ГПа, а = 4, аЛ = 16,5 • 102 ГПа, по-
лучаем

е* = 1,75%, е; =0,93%
е° = 0,44%, е” = 0,11%
/шах	/ты
Из (5.54) можно найти значение пластической деформации в направ-
лении распространения волны:

е', =^. = 1,1%, е” =-^- = 0,28%,

* В	у‘аВ

в плоскости ее фронта:

е' =	= 0,55 %, €' =	= 0,14 %.	(5.59)

«"25	*" 2а5

Здесь индексы * и ** относятся к параметрам нагружения, создаю-
щим след соответственно мгновенной и равновесной интенсивности. При
принятых выше значениях характеристик материала из (5.42) можно найти
конечное значение поперечной пластической деформации (-0,4 %). Пред-
варительно заметим, что поперечные деформации в следе могут реализо-
вываться в виде растекания металла при неодномерных волновых течениях
(например, при локальном взрывном нагружении в режиме скользящей
детонации тел конечных размеров, в том числе и сварных соединений).

Таким образом, нагружение релаксирующего материала У В весьма уме-
ренной интенсивности (единицы ГПа) наряду с образованием двухосных ос-
таточных напряжений сжатия сопровождается возникновением заметных
пластических деформаций, эквивалентных при указанных выше условиях его
удлинению вдоль осей х и г, которые вносят существенный вклад в эффект
снижения сварочных остаточных напряжений, что и дает физические осно-
вания определять формирующийся след, как напряженно-деформированный.

Следует отметить также принципиальную возможность образования при
неодномерных нагружениях в металле деформации сдвига, которая возника-
ет, например, при обработке листовыми зарядами ВВ сравнительно тонких
пластин без жесткой опоры, и в особенности при обработке узкой ОШЗ сва-
рных соединений линейными (полосовыми или шнуровыми) зарядами ВВ.
Образование развитых сдвиговых деформаций установлено эксперименталь-
но, например, при высокоскоростных симметричных и асимметричных соу-
дарениях пластин в режиме сварки взрывом [28 и др.]. Значение остаточных
тангенциальных смещений в направлении движения точки контакта может
достигать нескольких миллиметров. Распределение смещений по толщине
такой неподвижной пластины хорошо описывается при этом параболической
и экспоненциальной зависимостями [4, 28]. На характер распределения сме-
щений существенное влияние оказывает соотношение толщин соударяющих-
ся пластин, а также жесткость основания [28]. В рассматриваемом случае
нагружения УВ малой интенсивности (единицы ГПа) можно допустить воз-
никновение постоянной по толщине пластины деформации чистого сдвига
[28, 238, 239], а значение ее в первом приближении оценить как

(5.60)

где у0— скорость метания пластины. Феноменологически образование
сдвиговой деформации связано с поворотом пластины в процессе ее мета-
ния скользящей детонационной волной. По завершению нагружения уп-
456

ругая составляющая этой полной деформации исчезает, а остаточная де-
формация сдвига составляет

' ~ В Лб

и может существенным образом повлиять на значение напряжений в нап-

ряженно-деформированном следе, если

. 2ст п

—> у = -Последнее имеет

в

место, если значение у0 достигает порядка 10 м/с, что и наблюдается
практически во всех режимах обработки листов без массивной опоры [28].

Роль возникающих при локальном взрывном нагружении металла плас-
тических деформаций сдвига может быть двоякой. С одной стороны, до-
стижение пластического состояния обусловливает релаксацию касательных
напряжений и, следовательно, образование напряженно-деформированно-
го следа, а с другой — приводит к повторной релаксации напряжений в
уже возникшем следе, что обусловливает уменьшение его конечной интен-
сивности. Этим, в известной степени, можно объяснить то, что при экспе-
риментальном исследовании следа (см. подразд. 5.3), оставляемого линей-
ным зарядом ВВ в тонких пластинах, уровень напряжений в нем в направ-
лении детонации, как правило, меньше расчетного и обычно близок к
0,5стт [424, 434]. Однако отрицательное влияние деформаций сдвига может
быть компенсировано за счет реализации пластического растекания мате-
риала (см. выражение (5.59)) [49], которое существенно повышает эффек-
тивность снижения остаточных напряжений в случае, когда интенсивность
напряженно-деформ и рован но го следа оказывается уменьшенной за счет
указанной релаксации. Поэтому, учитывая сложный характер взаимосвязи
механизмов его образования и структуры, можно говорить о некотором
эффективном следе [439], влияние которого на остаточные напряжения и
другие остаточные свойства сварного соединения определяется совокуп-
ным действием рассмотренных процессов в некотором объеме металла,
размеры которого при неодномерных конфигурациях течения поддаются
пока только экспериментальной оценке.

При наличии в металле исходных (остаточных) напряжений ст'хи о' ,
действующих на площадках, ортогональных к плоскости фронта УВ, соот-
ношения (5.46) и (5.48) видоизменяются. Если положить для простоты
рассуждений о' = ст', система уравнений, описывающих упругое поведе-

ние металла, будет иметь вид

о, =—+ <)

(5.61)

из которой вытекает, что в момент наступления текучести

ст

к

Ук

к	1-У ,


Рис. 5.34. Построения на ударной ади-
абате, иллюстрирующие влияния исход-
ных остаточных напряжений на состоя-
ние металла в напряженно-деформиро-
ванном следе

где, как и прежде, ©Хд и —
главные напряжения в точке Гю-
гонио при отсутствии начальной
напряженности, и оАд — то

же при ее наличии.

С учетом (5.61) для области

пластичности можно получить вы-

ражения

-5	Л

л _ а, х А (п —	\

Ох 1к.у + з (0Д	)

(5.63)

в которых о* и о* — главные на-

пряжения на фронте волны при наличии в металле исходных остаточных
напряжений. Если до одинакового давления нагружать металл с исходны-
ми остаточными напряжениями и без них, то деформация в направлении

распространения волны при нагружении изменится на величину, получае-
мую по формуле

= -О;Г',	(5.64)

в результате чего остаточная одноосная деформация составит

е?‘ = - УД’1.	(5.65)

Эти соотношения показывают, что при наличии в металле исходных
остаточных напряжений его поведение при нагружении плоской УВ опи-
сывается в системе координат, начало которой транслировано в точку 0А

(рис. 5.34), координаты которой суть

На рис. 5,34 показаны построения на ударной адиабате для случаев

<0 и <0. Заметим, что в выражения (5.62)—(5,65) <4 берется со

своим знаком, причем, если есть напряжения сжатия, то > 0, и

наоборот. Воспользовавшись формулами

можно показать, что о“*

1

= ОД —-1 =0

.о

(5.46)—(5.48), (5.62), (5.63),
откуда вытекает важный вы-

1-у , 1 ,

V

вод о независимости интенсивности напряженно-деформированного
следа от интенсивности и знака исходных остаточных напряжений. Их
наличие приводит лишь к изменению мгновенной остаточной деформа-
Рис. 5.35. Независимость интенсивности нап-
ряжен но-дефор ми рован н ого следа в металле
с идеально-упругопластическими свойствами
от исходных остаточных напряжений

ции (рис. 5.35), а если принять во
внимание существование этапа релак-
сации следа (е° —» е” -> е) , можно зак-

лючить, что состояние металла в нем
на этом этапе не будет зависеть от его
исходного напряженного состояния,
если

о' < 0, то 0 < о' <

2у

ЗВ(од - от) ’

что следует из (5.37), (5.38) и (5.63).

На рис. 5.35 показаны траектории
нагружения металла, имеющего раз-
личные остаточные напряжения. Из рисунка видно, что если значение да-

вления ударного сжатия достаточное для того, чтобы перевести напря-
женный металл в состояние текучести, его мгновенное конечное состоя-
ние будет характеризоваться точкой Г, положение которой уже не зависит
от абсциссы точки А. Следовательно, сделанные выше оценки интенсив-
ности напряженно-деформированного следа остаются справедливыми так-
же в случае обработки взрывом металла с остаточными напряжениями.
Заметим, что поправка, вносимая вторым слагаемым, в формуле (5.65)
для стали СтЗ при о'х = 3 • 102 МПа не превышает -0,5 %.

5.2.4.	Взаимодействие напряженно-деформированного
следа с напряжениями и деформациями
в сварном соединении

Предложенная физическая модель механизма снятия оста-
точных напряжений локальной обработки взрывом позволяет удовлетворите-
льно описать экспериментальные данные о влиянии такой обработки на не-
сущую способность сварных соединений. В основе модели лежит представле-
ние о формировании в ближней зоне азрыва двухосного следа, образование
которого обусловлено релаксацией касательных напряжений и избирательной
деформацией металла за фронтом неодномерных ударно-волновых течений.
Количественная оценка в одномерном приближении напряжений и дефор-
маций в напряженно-деформированном следе, в том числе вследствие его так
называемой вторичной релаксации [439, 442), а также давлений ударного
сжатия, необходимых для создания эффективного следа с заданными компо-
нентами напряжений, сделаны выше. При этом, как было показано, снятие
остаточных напряжений происходит в результате взаимодействия полей нап-
ряжений в следе и остаточных напряжений, приводящего к установлению
нового состояния равновесия в сварном элементе как целом. Рассмотрим,
пользуясь схематической диаграммой о(е), последовательность событий при
взаимодействии напряженно-деформированного следа с напряженным ме-
таллом сварного соединения. Остановимся на варианте взрывного нагруже-
ния, создающем одноосные деформации вдоль оси у, совпадающей с направ-
лением распространения плоской УВ, и практически наиболее важном вари-
анте обработки, вызывающем неодномерные волновые течения.

Для простоты рассуждений воспользуемся плоским трехстержневым
имитатором сварного соединения, в котором средний стержень нагружен
исходными остаточными напряжениями растяжения оЛ|, уравновешенны-
ми напряжениями сжатия оХ2 в крайних стержнях. Фронт УВ параллелен
плоскости среднего стержня. Исходные остаточные напряжения и дефор-
мации стержней показаны на рис. 5.36, а точками А и В, а удельная потен-
циальная энергия упругой деформации системы — площадью треугольни-
ка ОАС.

Нагружение среднего стержня плоской УВ с давлением на фронте
о? (оу > 0 для волны сжатия), удовлетворяющем условию > -——, где
0д— динамический предел текучести; V — коэффициент Пуассона, создает
в нем напряженно-деформированный след мгновенной интенсивности,
переводящий стержень в состояния, отображающие точки которых распо-
лагаются на отрезке АР0, его уравнение: е = 6] - сопз1, а ординаты ох точек
мгновенных состояний определяются давлением в волне и ударной адиа-
батой металла [31]. При <зх < от напряженно-деформированный след релак-
сирует с переменной скоростью деформации до равновесного или некото-
рого промежуточного состояния (например, соответствующего точке Е на
рис. 5.36) в течение времени, необходимого для распространения возму-
щения, внесенного в систему образованием следа, к крайним стержням.

Приближенная оценка времени релаксации мгновенного следа до рав-
новесного расстояния может быть сделана, например, на основе извест-
ных данных о зависимости скорости подвижных дислокаций от интенсив-
ности приложенных напряжений. Скорость И подвижных дислокаций в
кристаллах сплава Ре + 3,25 % 81, считающегося типичным металлом с
ОЦК-решеткой, при напряжении сдвига около 150 МПа имеет порядок
4  10“2 см/с [159, 164]. Задаваясь типичными значениями вектора Бюргер-
са Ь = 2,5 • 10"* см и плотности подвижных дислокаций (верхняя оценка)
р0 = Ю10 см"2, находим, что в процессе релаксации мгновенного напряжен-
но-деформированного следа можно ожидать реализацию скорости дефор-
мации у - рЬУ = 10 с"1, которой соответствует коэффициент динамической
вязкости = 106 Па  с [28], а следовательно, характерное время релакса-

ции следа равно примерно — ~ 5 мкс. Эта оценка является достаточно
Е

грубой прежде всего вследствие отсутствия достоверных данных о плотно-
сти и скорости подвижных дислокаций. Можно предположить, что для рас-
сматриваемого класса материалов при значительно больших напряжениях
ах = од = Зот характерное время релаксации мгновенного следа окажется
Рнс. 5.36. Процесс взаимодействия эффективного иапряженно-деформированного следа
с остаточными напряжениями и деформациями (пояснения в тексте)

меньшим, по крайней мере, на порядок и, таким образом, будет состав-
лять единицы или даже доли микросекунд [434].

Поскольку взаимодействие напряженно-деформированного следа с ос-
таточными напряжениями в ближней и дальней зонах взрыва сварных со-
единений осуществляется со скоростью упругих волн, т.е. в микросекунд-
ном интервале времен, можно ожидать, что начиная с некоторого момента
после образования следа процессы его релаксации и уравновешивания с
полем остаточных напряжений в сварном соединении будут происходить
одновременно. Разделяя условно эти процессы во времени, можно предс-
тавить, что с момента начала взаимодействия следа с полем остаточных
напряжений установление нового равновесия системы отображается сов-
местным деформированием стержней вдоль прямых /7) и ВА; при этом
если в состоянии установившегося равновесия о(7)) > от, то процесс рела-
ксации продолжается вдоль прямой ЛА до точки К, где о(Л) = от. При на-
пряжениях в следе ох < от (например, точка Ро', которой соответствует
ох = от) этап вторичной релаксации следа отсутствует, и система приводит-
ся в новое состояние равновесия путем упругого деформирования соответ-
ствующих стержней вдоль траекторий Р^К' и В! с образованием резуль-
тирующих остаточных напряжений растяжения в крайних стержнях и
напряжений сжатия в среднем стержне, причем удельная потенциаль-
ная энергия системы отобразится площадью треугольника СК'М'.
В реальных случаях локального взрывного нагружения сварных соеди-
нений, создающего в металле неодномерные волновые конфигурации, су-
щественный вклад в эффект перераспределения остаточных напряжений
вносят пластические деформации, возникающие вследствие релаксации
напряжений при формировании напряженно-деформированного следа и
обусловленные особенностями поля массовых скоростей за фронтом неод-
номерных УВ, когда появляется возможность пластического течения («рас-
текания») металла в ближней зоне взрыва вдоль и поперек направления
распространения детонации. Поэтому состояние металла в образующемся
в данном случае следе отображается в зависимости от его мгновенной ин-
тенсивности, полноты его вторичной релаксации и образовавшихся плас-
тических деформаций точками Д /)", Д' (см. рис. 5.36, б), абсциссы кото-
рых е(Р) > е(Л) = еХ1, а ординаты зависят от интенсивности и геометрии
нагружения.

На рис. 5.36, б показаны три частных случая взаимодействия напря-
женно-деформированного следа различной интенсивности с остаточными
напряжениями в трехстержневом имитаторе сварного соединения:
о* <	< от (точка Я'),	< ат (точка Р) и ах> от (точка Я). Когда, нап-

ример, компонент следа ох, совпадающий с направлением действия нап-
ряжений растяжения сгХ|, меньше от, а сопутствующая его образованию
пластическая деформация равна отрезку Р0Л, уравновешивание системы
происходит путем деформирования среднего стержня вдоль прямой ОК, а
крайних — вдоль 1'Д так что конечным напряжениям и деформациям
стержней отвечают точки К и Л.

Если воспользоваться представлением об эффективном напряженно-
деформированном следе приведенной эффективности = а'от [438, 442],
где а7 — уже упоминавшийся коэффициент приведения, то траекториями
совместного деформирования стержней в системе будут соответственно КК
и ВО. В данном случае остаточные напряжения в стержнях уменьшаются по
абсолютной величине и изменяют свои знаки, а потенциальная энергия
системы будет пропорциональна треугольнику СКМ. Данную ситуацию
можно представить и так, что средний (растянутый) стержень мгновенно
изымается из системы и заменяется другим, имеющим большую длину и
находящимся в ином напряженном состоянии. Последнее может изменя-
ться в зависимости от конкретных условий нагружения стержня, но в от-
личие от исходного этот стержень, как правило, сжат, что в совокупности
с его пластическими деформациями и обусловливает полезный эффект
снятия остаточных напряжений обработкой взрывом.

Относительный вклад напряжений и деформаций в напряженно-
деформированном следе в эффект перераспределения остаточных нап-
ряжений можно приближенно оценить следующим образом. Изменение
остаточных напряжений за счет создания в следе напряжений сжатия
составит

До:, = оч -	(5.66)

/ ’ 1
(здесь г = сУд/ог), а за счет возникновения деформаций «растекания* метал-
ла в ближней зоне следа, что следует из (5.11) с учетом зависимости (5.42):

ар'

/ + 1



(1 + у) + 2сгт(1 - 2у), где 0° и 0Е — эмпирические коэффициен-

ты, причем ДоХ) = До° + До'.

Использование последних выражений в практических расчетах неудоб-
но. Применительно к плоским сварным соединениям более приемлемым
поэтому и является введение понятия об эффективном напряженно-де-
формированном следе некоторой приведенной интенсивности, учитываю-
щей влияние пластических деформаций, взаимодействие двухосных нап-
ряжений, асимметрию исходных остаточных напряжений, неодномерность
волновых течений и др., единственным действующим фактором которого
является только мгновенное одноосное напряжение	(например,

точка Я на рис. 5.36, б), обусловливающее эквивалентное перераспределе-
ние остаточных напряжений. Тогда для различных схем обработки взры-
вом экспериментальному определению подлежит лишь один коэффициент
о01 о0’

г' = *' * , а эффективность обработки оценивается по формуле (5.66)
от

при 0° = 1. Например, при г'=-1,6,/= 0,66, к = 0,75 система в целом уд-
линяется на ~0,9от, а конечные остаточные напряжения в системе изменят
знаки. Предельное состояние су' = от не всегда целесообразно. Зачастую
бывает достаточно, чтобы конечные значения остаточных напряжений бы-
ли близки к нулю, для чего необходимо г' = ~]к или, например,
сг°‘ = а (рис. 5.36, б). Отметим, что сделанные здесь оценки параметров
конечного состояния трехстержневой модели после обработки взрывом
могут существенно отличаться от таковых для реальных сварных соедине-
ний, в частности, вследствие того, что напряжен но-дефор мированный
след может занимать лишь часть зоны действия напряжений растяжения, а
также в связи с геометрическими особенностями как соединений, так и
практических схем их обработки взрывом.

Рассматриваемый процесс полезно также наглядно интерпретировать
и таким образом, что под действием взрыва средний стержень деформи-
руется вдоль траектории А КУ, приобретая пластическую деформацию КУ,
которую можно оценить по формулам (5.56)—(5.58). Последующее совмест-
ное деформирование стержней происходит вдоль отрезков УЛ и 8К и при-
водит к тому же конечному напряженному состоянию системы.

Сделаем еще одно замечание. При локальном взрывном нагружении
металла, как на стадии нагружения, так и при разгрузке, реализуются трех-
мерные волновые конфигурации [373, 443 и др.], полная разгрузка в нап-
равлении оси у (оу = 0) не происходит либо во всем релаксировавшем объ-
еме (у < см. ниже рис. 5.52), либо только у краев заряда (у> 8^, что
обусловлено стеснением деформации прилегающим нерелаксировавшим
металлом. При разгрузке оу 0 (исключая, конечно, поверхность металла);
это означает существование третьего компонента мгновенного напряжен-
но-деформированного следа, так что в действительности он является объ-
емным — металл в нем начиная с некоторого расстояния от поверхности
пребывает в состоянии трехосного сжатия. Как уже отмечалось, анали-
тическое определение компонентов объемного следа и анализ его взаимо-
действия с напряженным металлом весьма затруднительны. Между тем,
очевидно, что наличие третьего компонента следа обусловливает умень-
шение остаточных напряжений, действующих в направлении нормали к
поверхности сварного соединения, которые, однако, достигают заметных
значений при §! > 6 см [426 и др.], а также положительное влияние на
другие остаточные свойства соединений.

5.2.5.	Экспериментальные наблюдения
напряженно-деформированного следа

Цель исследований состояла в экспериментальном обнару-
жении напряженно-деформированного следа, оценке его интенсивности и
размеров, а также механизмов, ответственных за его формирование при раз-
личных схемах нагружения.

Отожженные пластины из стали СтЗ размером 200 х 300 х 6 мм на-
гружали плоским ударом двух стальных пластин толщиной 1 мм, метав-
шихся слоем НИЛ-1 (50 = 5 мм, р0 = 0,53 г/см3) в режиме скользящей де-
тонации. В исходном состоянии метаемые пластины устанавливали под
отрицательным углом, величину которого определяли по соотношению
скоростей метания и детонации (см. рис. 5.37, а).

После нагружения пластины разрезали на «гребенки» и измеряли нап-
ряжения ол(г) в срединном сечении механическим индикаторным дефор-
мометром на базе 20 мм (см. рис. 5.37, б).

В данном случае формируется одноосный напряженно-деформирован-
ный след, поскольку под действием напряжения о“ пластина имеет воз-
можность удлиниться вдоль оси х (и, соответственно, укоротиться вдоль
оси г на величину усу^/Г'1 , что уменьшает интенсивность следа). Тем не

Рис. 5.37, Схема на-
гружения образца уда-
ром пластин (а) и кон-
фигурация образован-
ного напряженнодефор-
мированного следа (б):
7 — электродетонатор,
2— проводник детона-
ции, 3 — метаемая плас-
тина, 4 — слой ВВ, 5 —
образец
Рис. 538 Конфигурация
напряжен но-деформиро-
ванного следа в пласти-
не, нагруженной отрезком
ДШ

менее величина = о'Х) + о'Х1 близка к от. В силу отсутствия при данной
схеме нагружения существенных деформаций удлинения в направлении
оси х (а также деформаций изгиба) ответственной за образование напря-
женно-деформированного следа является релаксация напряжений в УВ,
облегченная возможностью поперечного (в направлении оси г) растекания
металла.

Напротив, при двухстороннем нагружении пластины размером 200 х
х 500 х 12 мм контактными зарядами НИЛ-1 толщиной 5 и шириной 30 мм
(ро = 0,5 г/см3) вдоль продольной оси в режиме скользящей детонации
преобладающим является действие деформационного механизма, посколь-
ку давление в У В, генерируемой таким зарядом, оценивается примерно в
1,2 • 103 МПа, что близко к . В полосе шириной ~30 мм под зарядом
ВВ зафиксированы остаточные напряжения сжатия, максимальное значе-
ние которых составляет 80... 100 МПа при суммарной интенсивности следа
-120... 160 МПа, значительно меньшей от - 260 МПа.

Конфигурация напряженно-деформированного следа, созданного в
пластине из стали СтЗ с размерами 400 х 200 х 6 мм детонацией отрезков
ДША (размещенных с обеих сторон пластины), показана на рис. 5.38. Наг-
ружение пластины на части ее длины, составляющей 0,5 А создавало усло-
вия для взаимодействия следа с ненапряженным металлом в двух направле-
ниях. Для следа характерна выраженная градиентность вдоль оси г, макси-
мальные напряжения оХ| достигают 0,5от. В данном случае напряженно-
деформированный след обязан действию обоих механизмов, относительный
вклад которых оценить затруднительно. При таком же нагружении аналогич-
ной пластины по всей длине А на базе 50 мм зафиксировано остаточное
увеличение размера В — до (30...40)  10"3 мм, которое свидетельствует о со-
здании заметных пластических деформаций в направлении оси г.

На существование обоих механизмов образования напряженно-де-
формированного следа указывают результаты, полученные в серии экс-
периментов, выполненных на сварных пластинах из стали СтЗ размером
Лис. 539. Схема нагружения свар-
ной пластины листовыми заряда-
ми ВВ (о) и зависимость резуль-
тирующих остаточных напряже-
ний от угла наклона детонацион-
ного фронта к оси шва (6):

1 — детонатор, 2 — проводник дето-
нации, 3— основной заряд ВВ, 4 —
сварная пластина, 5— фронт детонации

200x300x10 мм. Вдоль бо-
льшей оси пластины рас-
полагался сварной шов,
выполненный автоматиче-

ской сваркой под флюсом

АН-348А. Остаточные напряжения в районе шва достигали предела текучести.
Пластины, помещенные на жесткое основание, нагружали слоями НИЛ-1-
0,50-5 или эластита толщиной 0,5 мм, покрывавшими всю площадь пластин (в
последнем случае между эластитом и металлом помещали прокладку из ткани
толщиной -1,0 мм для предотвращения откола). Прямолинейный детонацион-
ный фронт в основном заряде создавали с помощью проводника детонации
(ДША для НИЛ и удлиненные заряды в металлической оболочке [444] диамет-
ром -2 мм со скоростью детонации -8,5 км/с для эластита).

Угол а (рис. 5.39) подсчитывали по формуле яла = -^-, где /)пи Д-
скорости детонации проводника и основного заряда соответственно. Вы-
бирая надлежащим образом конфигурацию основного заряда и изменяя
угол а, получали различные углы <р наклона фронта детонационной волны
относительно направления действия остаточных напряжений ах. При -
мене ни е зарядов с сильно отличающимися параметрами детонации позво-
ляло резко изменять условия нагружения напряженного металла. В случае
НИЛ плотностью 0,58 г/см3 давление в У В (-18 х 102 МПа) оказывалось
недостаточным для создания напряженно-деформированного следа мак-
симальной интенсивности (см. выражение 5.49), тогда как при нагружении
эластитом давление в У В (-15 ГПа) было заведомо больше критического.

Результаты измерения (разрушающая тензометрия) остаточных напря-
жений растяжения в сварном щве приведены на рис. 5.39, б. Величина ре-
зультирующих остаточных напряжений при обработке НИЛ в значитель-
ной степени зависит от ориентации детонационного фронта относительно
направления оси х, повышаясь с уменьшением угла <р. Это можно объяс-
нить уменьшением относительного вклада в снижение остаточных напря-
жений деформационного механизма. При ф = 90° действуют оба механизма,
при ф = 0 — практически только релаксационный. Нагружение пластин эла-
ститом создает УВ с давлением на фронте, достаточным для перевода ме-
талла в состояние, соответствующее точке Ро (см. рис. 5.36). Мгновенная
интенсивность следа соответствует формуле (5.38), металл всего объема пла-
стины переводится в пластическое состояние, и после разгрузки остаточные
напряжения в пластине практически равны нулю при любом значении ф.
Рис. 5.40. Схема нагружения пакета пластин для оп-
ределения поперечных размеров напряженно-дефор-
мированного следа

Для определения поперечных размеров
напряженно-де формированного следа, обра-
зующегося в наиболее важном для практики
случае нагружения металла шнуровым заря-
дом ВВ в сверхзвуковом режиме детонации,
отожженные пластины из стали СтЗ с поли-
рованными боковыми гранями собирали в
пакет (рис. 5.40), который подвергали на-
гружению зарядами ДША и гексогена в поли-
винилхлоридных трубочках диаметром 4 мм.

После обработки взрывом пакет разби-
рали и обследовали боковые поверхности
участков металла под зарядом. При этом ви-
зуально (методика описана в работе [4451)
зарегистрирована картина, изображенная на
рис. 5.41, а. Непосредственно под вмятиной
1 (глубиной ~0,5 мм) расположена узкая тем-
ная полоса (зона 2) глубиной 1,5...2мм и
шириной около 5 мм, в которой трудно раз-
личить отдельные линии скольжения. К ней

примыкает зона 3, простирающаяся на глубину до 6 мм и шириной ~6 мм
и имеющая довольно четкую границу. В этой зоне слабо просматриваются
очень тонкие линии скольжения типа полос Чернова—Людерса, образую-
щие чрезвычайно густую сетку. Еще ниже расположена зона 4 (глубина и
ширина ее до 10... 12 мм), в которой видны сравнительно редкие полосы
скольжения, близкие по форме к логарифмическим спиралям [446]. По
мере удаления от поверхности обработки взрывом количество их уменьща-

Рис. 5.41. Макродефор-
мация (полосы текучес-
ти) (о) и изменение твер-
дости (б) в поперечном
сечении образца из стали
СтЗ после обработки ДШ
Рис- 5.42. Результаты рентгеноструктурного опре-
деления суммы главных остаточных напряжений в
напряженно-деформированном следе, образован-
ном подрывом ДШЭ-12

ется, онн становятся тоньше, пока вовсе
не исчезают. По-видимому, все три зоны
образованы одной и той же системой по-
лос текучести — отличие между ними зак-
лючается лишь в количестве полос. Изме-
рения твердости по Виккерсу в зоне нап-
ряженно-деформированного следа показа-
ли (см. рис. 5.41, б), что наибольшее ее
увеличение наблюдается в зоне 2 и быстро
уменьшается по толщине металла, а на
расстоянии -2 мм твердость превышала

-15-10 -5 0 5 10 15 г, мм

исходное значение лишь на 5...6 единиц. На границе зон 3 и 4 изменения

твердости практически не наблюдается. Таким образом, заметное упроч-
нение стали СтЗ в зоне пластической деформации имеет место лишь в тон-
ком слое, хотя общая глубина зоны пластической деформации в следе дос-
тигает 8... 12 мм.

Распределение интенсивности напряженно-деформированного следа в
поперечном относительно оси шнура направлении изучена также методом
рентгеноструктурного анализа [446]. В исследуемой зоне (с поверхности об-
работки взрывом образца, показанного на рис. 5.42) механическим путем (с
непрерывным охлаждением) снимали слой толщиной ~1 мм, после чего раст-
вором азотной кислоты стравливали дополнительно слой —0,3 мм. Съемку
производили на установке УРС-55 в камере типа КРОС-1 в хромовом излу-
чении. Использованы рефлексы от плоскости (211) в четырех точках. По
данным измерения межплоскостного расстояния рассчитывалась сумма глав-
ных напряжений I рода (о™ + о°°), значения которой приведены на рис. 5.42.

Рис. 5.43. Распределение по тол-
щине металла (сталь СтЗ) остато-
чных напряжений, созданных
вследствие образования напряжен-
но-деформированного следа (за-
ряд гексогена)

Можно видеть, что сумма о™ + о™ в напря-
женно-деформированном следе непосредст-
венно в зоне расположения ДШ достигает
250 МПа, причем ширина участка, где сум-
ма о“ + о°° < 0, составляет около 20 мм.
Учитывая малые размеры образца в напра-
влении оси х, можно полагать, что о^0 = 0,
и полученные данные отнести только к
компоненту о°°.

В этих же образцах с помощью тензо-
датчиков сопротивления с базой 5 мм
исследовано распределение остаточных на-
пряжений о“(у) после двухсторонней об-
работки взрывом (гексоген в поливинил-
хлоридных трубках диаметром 4 мм). Эпюры (у), приведенные на рис. 5.43,
характеризуются наличием в приповерхностных слоях металла остаточных
напряжений сжатия, значение которых близко к полученному при на-
гружении пластин отрезками ДША.

Отождествляя глубину зоны действия остаточных напряжений сжатия с
глубиной эффективного напряженно-деформированного следа, находим и в
этом случае и, -10 мм. До этой же глубины простирается и зона, в которой
наблюдается заметное изменение твердости металла (см. рис. 5.42).

Таким образом, приведенные данные позволяют оценить поперечные
размеры эффективного напряженно-деформированного следа, создавае-
мого в стали СтЗ детонирующим шнуром ДША (см. ниже в схемах обра-
ботки взрывом рис. 5.57) с оценками у = м= 10 мм. Эти оценки получили
экспериментальное подтверждение при проведении сериальных исследо-
ваний влияния обработки взрывом на остаточные напряжения в стыковых
и других видах сварных соединений пластин (см. подразд. 5.9).

5.3. ДАВЛЕНИЕ И ДЕФОРМАЦИИ
ПРИ НАГРУЖЕНИИ МЕТАЛЛА ВЗРЫВОМ
ШНУРОВОГО ЗАРЯДА ВЗРЫВЧАТОГО ВЕЩЕСТВА

При обработке взрывом сварных соединений металлоконс-
трукций с целью улучшения их служебных характеристик большое значение
имеет точная дозировка ударного воздействия на объект. Между тем измере-
ние давления УВ, инициированной линейным зарядом, по известным при-
чинам, затруднительно прежде всего в силу неодномерности ударно-волно-
вых течений металла.

Для исследования динамических процессов, в частности, для измере-
ния давления УВ в условиях скользящей детонации шнурового заряда ВВ,
являющегося весьма удобным при проведении обработки взрывом свар-
ных соединений металлоконструкций, представляется плодотворным ис-
пользование пьезо резистивного датчика, располагаемого параллельно
фронту У В [439]. Такое размещение датчика позволяет произвести регист-
рацию профиля импульса УВ, однако в результат может быть внесена бо-
льшая погрешность, определить которую практически невозможно. При
детонации линейного заряда фронт детонационной волны в плане и, соот-
ветственно, фронт УВ криволинейны, а потому фронт последней достига-
ет датчика в различных его точках не одновременно, что приводит к «раз-
мыванию» формы регистрируемого импульса и к снижению его амплиту-
ды в области химического пика детонационной реакции. Кроме того, ука-
занный способ измерения давления имеет еще одно ограничение.

Дело в том, что чувствительность линейного пьезорезистивного датчи-
ка пропорциональна его длине. Когда датчик размешен непосредственно
под линейным зарядом плоского сечения, размер датчика может прибли-
жаться или, во всяком случае, быть соизмеримым с шириной заряда. Од-
нако по мере погружения датчика в образец его длину для предотвраще-
ния влияния разгрузки необходимо уменьшать. В связи с тем, что при об-
Рис. 5.44. Схема размещения активного элемента
пьезорезистивного датчика при измерении интеграль-
ного давления УВ:

1 — заряд ВВ; 2 и 5 — части образца; 3 — инертный мате-
риал; 4 — активный элемент; 6 — поверхность детонации;

7 — фронт УВ

работке взрывом применяются линейные за-
ряды небольшой ширины, требуемое умень-
шение длины датчика прн измерении в реа-
льных схемах нагружения становится недос-
тижимым. Естественно, что в случае применения шнуровых зарядов круг-
лого сечения задача непосредственного измерения по описанной схеме
оказывается вообще проблематичной.

Указанное затруднение удается снять путем регистрации интеграль-
ного давления УВ с последующим восстановлением профиля импульса
давления методом дифференцирования интегрального импульса. В случае
применения нескольких датчиков могут быть определены поля напряже-
ний, возникающих в образце при ударно-волновом воздействии. При этом
каждый линейный пьезорезистивный датчик располагается параллельно
направлению распространения детонационной волны.

Электрическая измерительная схема подключения датчиков не имеет
существенных отличий от общеизвестных [447] и включает в себя источ-
ник тока, систему синхронизации его запуска и измерительный мост, в
плечо которого включается датчик. Снимаемый с диагонали моста сигнал
через повторитель напряжения и согласованный кабель подается на высо-
коточный регистратор быстро пр отекающих переходных процессов ВЫ080
(или ВЕ2808) фирмы «Ва1а-Еоор* (Великобритания), соединенный с ком-
пьютером.

Рассмотрим прохождение импульса давления УВ через одиночный ли-
нейный датчик длиной I с удельным сопротивлением р0. Прн подрыве
линейного заряда ВВ, размещенного на поверхности твердого тела, дето-
национная волна инициирует в образце УВ, уходящую в глубь образца
(рнс. 5.44). Когда передний фронт импульса давления достигает активного
элемента пьезорезистивного датчика, в измерительной цепи возникает
сигнал, возрастающий по мере перемещения импульса давления вдоль да-
тчика до тех пор, пока весь профиль импульса не охватит активный эле-
мент. В дальнейшем сигнал не изменяется, пока передний фронт импуль-
са не достигнет конечной точки активного элемента. Затем происходит
спад, при этом фазы нарастания и спада сигнала, в идеальном случае, до-
лжны иметь одинаковую длительность. Интенсивность полученного сиг-
нала в каждый момент времени пропорциональна изменению сопротивле-
ния активного элемента

и =	,

где — коэффициент пропорциональности, который определяется при пред-
варительной калибровке измерительной цепи на резисторе с известным соп-
ротивлением, желательно, близким по значению к ожидаемой величине ДЛ .
г

Рнс. 5.45. Интегральный (7) и восстановленный (Л
импульс давления, X — длительность импульса

При этом указанное изменение сопротив-
ления соответствует интегральному значе-
нию давления УВ:

ДЯ(/) = ^Ц^Мол,

• о

где кг — пьезорезистивный коэффициент;
Р — скорость скользящей детонационной
волны.

П род и ффере нци ровав
филь импульса давления

записанный сигнал, получим
УВ. Величина давления УВ в

реальный про-
каждый момент

времени может быть найдена из соотношения

А0 =

кх1 би
кгВ^О б1

Этот импульс давления УВ определен без учета гистерезиса мангани-
на. Корректировка может быть произведена по известной методике [394]
На рис. 5.45 представлены интегральный импульс давления УВ, получен-
ный при подрыве отрезка детонирующего шнура, уложенного на поверх-
ность стального образца, а также импульс давления УВ, восстановленный
дифференцированием интегрального импульса. Значения зарегистриро-
ванных пиковых давлений, как оказалось, укладываются в теоретически
определенный диапазон оптимальных давлений, требующихся для эффек-
тивного снятия сварочных остаточных напряжений (см. подразд. 2.3).

Следует учесть, что нагружение датчика, находящегося под линейным
цилиндрическим зарядом, нельзя считать гидростатическим. Это обстояте-
льство вследствие влияния известного явления тензотермического эффекта
не позволяет с достаточной точностью измерить амплитуду импульса дав-
ления, тогда как длительность зарегистрированного импульса соответству-
ет действительной. Для определения амплитуды импульса давления необ-
ходимо заглубить заряд ВВ в исследуемый образец. В этом случае влияние
тензотермического эффекта становится пренебрежимо малым и амплитуда
импульса давления может быть измерена с достаточной точностью.

Таким образом, разработанная методика позволяет измерять с прием-
лемо хорошим разрешением параметры ударно-вол новых течений, возбуж-
даемых линейными зарядами ВВ, и может применяться в исследованиях
по разработке и совершенствованию технологий обработки взрывом, в том
числе в целях снятия сварочных остаточных напряжений. Вместе с тем
потенциальные возможности этого метода реализованы еще далеко не в
полной мере. Это связано наряду с другими причинами с отсутствием дос-
товерных количественных данных о распределении остаточных деформа-
ций, возникающих в ближней зоне взрыва в результате обработке взрывом.
До настоящего времени информация об остаточных деформациях в
ближней зоне взрыва получена только при обработке взрывом с помощью
зарядов повышенной мощности, применяемых обычно в операциях упроч-
нения металлов. В связи с этим совместно со специалистами (в частнос-
ти с Г.П. Яковлевым) Института физико-технических проблем Севера
Якутского филиала Сибирского отделения РАН (ИФТПС) проведены
специальные исследования особенностей распределения остаточных плас-
тических деформаций в пластине, обработанной шнуровым зарядом ВВ —
штатным детонирующим шнуром в эластичной оболочке (ДШЭ-12) с по-
гонной навеской 12 г/м, на основе применения метода муаровых полос
[394]. В ИФТПС создана оригинальная методика нанесения на поверх-
ность пластин взрывостойкого растра с линеатурой 66,6 мм"1 [394] (под
взрывостойкостью в данном случае подразумевается способность растра
сохранять качество линий при воздействии взрыва). Применение такого
растра обусловливает высокую чувствительность способа и позволяет оп-
ределять остаточные деформации металла при обработке взрывом с помо-
щью ДШ. Образцы — плоскопараллельные пластины размером 100х20х
х1,6 мм — изготавливали из стали СтЗ. На полированные поверхности раз-
мером 100x20 мм гальваническим способом осаждали слой хрома, на ко-
торый, в свою очередь, наносили маску из фоторезиста ФП-383. Затем на
маске фотоко нтактным способом проявляли трафарет и через него специ-
альным раствором вытравливали растр хром—сталь—хром. Для определе-
ния всех компонентов остаточных деформаций образцы разделили на две
группы: в первой из них линии растров наносили параллельно оси х, а в
другой — параллельно оси у (ось х совпадала с осью ДШ, ось у направле-
на вдоль поверхности образца). Далее образцы зажимали в пакет, совме-
щая поверхности с растрами, и шлифовали плоскости размером 100x1,6 мм.
Это прежде всего предотвращало прорыв остатков разрушенной оболочки
ДШ в промежуток между образцами и, во-вторых, давало возможность
получить информацию об остаточных деформациях на расстоянии всего
лишь в сотые доли миллиметра от обрабатываемой поверхности. Обра-
ботку взрывом проводили по поверхности 100x1,6 мм, располагая ось
ДШЭ-12 перпендикулярно плоскости растров. Температура образцов пе-
ред взрывом составляла -7,5 °С.

Муаровые картины фотографировали на оптическом микроскопе «Нео-
фот-21» при десятикратном увеличении и косом освещении. Их расшиф-
ровку вели с помощью компьютера. Непосредственно с фотопластинок
определяли координаты муаровых полос (У и К), а затем по программе,
составленной на основе стандартной методики [394], вычисляли остаточ-
ные деформации. При этом распределение деформаций по осям х и у ин-
терполировали соответственно полиномами и экспоненциальными функ-
циями.

Разброс экспериментальных данных оказался в основном незначите-
льным: коэффициенты корреляции колебались в пределах 0,976—0,996.
Большим разбросом характеризуется только деформации еДу); эти дефор-
Рис. 5.46. Распределе-
ние остаточных дефор-
маций в пластине из
стали СтЗ вдоль осей х
(о) и у (6}

мации усредняли по данным двух образцов, и, соответственно, коэффици-
ент корреляции составлял всего 0,638.

Как видно из рис. 5.46, а, деформации и имеют различные значе-
ния; в целом это объясняется наличием остаточных напряжений сжатия, а
то, что разница достигает одного процента, скорее всего, обусловлено
погрешностью определения величины еу. В различных зонах напряженно-
деформированного следа остаточные деформации также отличаются соот-
ношениями между линейными и угловыми компонентами: периферийные
области характеризуются более высоким уровнем угловых деформаций
(рис. 5.46, 6).

В этой связи интересно провести аналогию с данными из работы
[394], где отмечалась качественная разница субструктур в центральной ча-
сти и на периферии напряженно-дефор ми рован кого следа. В соответствии
с ними область угловых деформаций насыщается «лесом» клубкообразных
дислокаций, плотность которых на порядок превышает плотность расщеп-
ленных дислокаций в центральной части следа. Напомним, что управле-
ние субструктурой является одним из направлений создания методов улуч-
шения прочностных и пластических свойств металлов [394]. Установлен-

е
ная взаимосвязь между отношением — и субструктурным состоянием ме-
У

талла учитывалась при проведении экспериментов по оптимизации следа
В целом полученные результаты подтверждают справедливость предло-
женной физической модели, а именно, то, что релаксация напряжений за
фронтом УВ сопровождается пластическим «растеканием» металла вдоль
оси х (ех > 0), которое является одним из основных факторов обработки
взрывом, ответственных за формирование в металле сварного соединения
напряженно-деформированного следа с двухосными остаточными напря-
жениями сжатия.
5.4.	ПОВРЕЖДЕНИЕ ПОВЕРХНОСТИ МЕТАЛЛА
ПРИ ВЗРЫВЕ ШНУРОВЫХ ЗАРЯДОВ
ВЗРЫВЧАТОГО ВЕЩЕСТВА

Хорошо известно, что наличие в сварном соединении поверх-
ностных дефектов типа царапин, вмятин, закатышей и т.д. в значительной
мере сказывается на сопротивлении усталостным разрушениям, причем в тем
большей степени, чем выше прочность материала. Поэтому в работе специа-
льно исследовано повреждение поверхности сварных соединений, вносимых
нагружением шнуровыми зарядами ВВ.

В процессе отработки технологии обработки взрывом сварных соеди-
нений, выполненных из высокопрочной стали с низким содержанием уг-
лерода, обработана большая партия сварных тавровых образцов. Опыт-
ные образцы (размерами 500...600x100x30 мм) укладывали боковыми по-
верхностями вплотную друг к другу, район линии сплавления накрывали
пластилиновой прокладкой (толщиной 2 мм), сверху которой происходил
взрыв ДШ. Каждый последующий образец выполнял роль «откольной
пластины» для предыдущего, а потому «краевой эффект» сказывался то-
лько на самом последнем образце в обрабатываемой за один подрыв груп-
пе заготовок.

В ряде испытаний на усталость случавшиеся в незначительном коли-
честве образцов отрицательные результаты первоначально объяснялись
проявлением «краевого эффекта». Однако в процессе дальнейшей отработ-
ки технологии это предположение было отклонено.

После выбора оптимальных режимов обработки взрывом для опреде-
ления степени стабильности результатов была обработана большая (>100
шт.) партия образцов, причем положительный эффект обработки взрывом
был намного меньше обычного, а иногда наблюдалось даже уменьшение
долговечности. Так как обработку производили при отрицательной темпе-
ратуре окружающей среды -5 °С, было высказано предположение, что
именно снижение температуры привело к падению долговечности. Однако
проведенные впоследствии испытания отдельных сварных соединений,
обработанных при температуре -7 °С, дали положительный результат и
показали, что снижение температуры в указанном интервале не было при-
чиной наблюдавшегося падения долговечности обработанных взрывом
образцов.

Было высказано предположение, что причиной падения долговечнос-
ти могло быть локальное «стеснение» разлета ПД, которое вызывается на-
ложением на ДША пластилиновых накладок, предусмотренных технологи-
ей обработки для обеспечения плотного прилегания шнура к поверхности
пластилиновой прокладки, расположенной непосредственно над линией
сплавления сварного соединения. Обычно эти накладки устанавливались
не реже, чем через 0,5 м. При обработке в летнее время, когда оболочка
ДШ податлива, укреплять шнур чаще, чем через 0,5 м, не требуется, но
зимой шнур сохраняет криволинейность и для его укрепления приходится
располагать накладки гораздо чаще — по 1...2 шт. на каждый образец.

Учитывая изложенное, представляло интерес проверить эксперимен-
тально, как влияют локальное «стеснение» заряда ВВ и наличие накладок
Рис. 5.47. След от взрыва ДША на
поверхности стальной пластины (вид-
но большее повреждение поверхности
в районе «накладки»)

Рис. 5.48. Повреждение протравлен-
ной поверхности стальной пластины в
районе наложения пластилиновой «на-
кладки»

на характер следа от ДША после обра-
ботки взрывом. Так как на поверхности
листов, покрытых окалиной и ржавчи-
ной, след выявляется слабо, для прове-
дения экспериментов были взяты заго-
товки из этой же стали со шлифован-
ной поверхностью. В связи с тем, что
при относительно слабой взрывной вол-
не, генерируемой ДША, отпечаток за-
ряда мог оказаться недостаточно замет-
ным, кроме стали использованы также
шлифованные пластины из алюминие-
вого сплава. Для декорирования следа
часть стальных заготовок протравлива-
ли. Эксперименты проводили как с про-
межуточной пластилиновой прокладкой,
так и без нее.

Казалось бы, что пластилин про-
кладки в небольшом количестве дол-
жен был бы мгновенно испариться под
действием взрыва и его влияние на ха-

рактер следа должно было бы быть ничтожным, однако результаты про-
веденных экспериментов показывают, что это не соответствует действи-
тельности.

На рис. 5.47 показано, что при укладке ДША прямо на поверхность
стальной пластины после взрыва остается след, на котором отпечаталась
текстура оболочки шнура, а в районе наложения пластилиновой накладки
видны два следа, идущих параллельно оси заряда, имеющих протяжен-
ность, равную ширине накладки (-20 мм). На травленой стальной пласти-
не видно (рис. 5.48), что в районе пластилиновой накладки произошел как
бы второй взрыв, сложившийся с основным, — следы от продуктов взрыва
расходятся от середины пластилиновой накладки «веером» как в направле-
нии движения волны ДША, так и навстречу ей. Это может вызываться и
тем, что при стеснении разлета продуктов детонации могут изменяться
скорости взрывной волны и характер протекания химических процессов в
момент взрыва. В самом центре наблюдается некоторое повреждение ме-
талла, но наиболее заметные повреждения поверхности отмечаются сбоку,
они расположены параллельно в виде двух валиков, на которых видно раз-
биение на отдельные волны.

Рис. 5.49. След от ДША
в зоне конструктивного
стеснения разлета ПД:
а — заряд непосредствен-
но на поверхности, б — то
же на пластилиновой про-
кладке
Для установления влияния
«стеснения» заряда вызываемо-
го отдельными близко распо-
ложенными элементами самой
обрабатываемой конструкции,
а не наличием пластилиновых
накладок, к исследуемой сталь-
ной пластине были приварены
на расстоянии 10 мм два стол-
бика размером 10x12x60 мм.

Между ними был уложен
ДША, причем в одном случае

Рис. 5.50. Характер повреждения алюминиевой
пластины

шнур укладывали прямо на поверхность (рис. 5.49, о), а в другом — на
пластилиновую прокладку толщиной 2 мм, и промежуток между столбика-
ми заполняли пластилином (рис. 5.49, б).

Как видно из рис. 5.49, а, б, «стеснение» разлета ПД стальными стол-
биками внешне никак не отразилось на характере следа, в то время как от
пластилиновой накладки (и, как оказалось, даже от поливинилхлоридной
изоляционной ленты толщиной 0,5 мм) на поверхности остается видимый
след. Дополнительное «стеснение» заряда пластилином, заполнявшим за-
зор между столбиками, также не привело к повреждению поверхности.
Однако след от ДШ после прохождения детонацией этого локального сте-
снения расширился (см. рис. 5.49, б). На этом же рисунке видны очаговые
повреждения поверхности, которые возникли при специальном местном
вдавливании в подложку пластилина отдельных коротких (10... 15 мм) уча-
стков шнура.

Следует отметить, что при увеличении толщины пластилиновой на-
кладки меняется характер повреждения поверхности, он становится более
изрезанным. Мало того, чтобы вызвать повреждение поверхности металла,
достаточно нанести пластилин только с одной стороны шнура. Односто-
роннее увеличение толщины накладки или вообше одностороннее распо-
ложение пластилина также заметно влияет на характер повреждения пове-
рхности. Особенно четко «серповидное» повреждение металла видно на
образцах, изготовленных из алюминиевого сплава. Аналогичное поврежде-
ние поверхности наблюдается и тогда, когда с одной стороны шнура при-
крепляли кусок пластилина объемом 1,5 см3.

На рис. 5.50 показано повреждение поверхности алюминиевого образ-
ца при использовании обычной накладки. Использование шлифованного
алюминиевого сплава имеет еще и то преимущество, что на его поверхно-
сти остаются закопченные следы от разлета продуктов взаимодействия
взрывной волны и пластилина. Видно, что продукты распада пластилина
сначала распространяются почти перпендикулярно направлению движе-
ния взрывной волны, а затем они несколько отклоняются в сторону ее
движения. Серповидность возникает, по-видимому, из-за «краевого эф-
фекта» — пластилину легче разлетаться с краев накладки, а возникающая
волна разрежения повреждает поверхность металла.
Рис. 5.51. След от взрыва ДША в
районе пластилиновой прокладки при
обработке взрывом при отрицатель-
ной температуре:

а — при наложении ДША непосредствен-
но на поверхность стальной пластины.
6 — то же через прокладку

Следует, однако, отметить,
что подобные эффекты не все-
гда развиваются по рассмот-
ренному механизму. Например,
при обработке взрывом в усло-
виях отрицательных температур

характер изменения следа несколько иной. При использовании пластили-

новой накладки на шнур, расположенный на поверхности образца, полу-
ченный след напоминает стрелку (рис. 5.51, а), но в то же время, введение
дополнительной пластилиновой прокладки толщиной 2 мм, привело к то-

му, что образовались две поперечные пластические волны, четко выступа-
ющие над поверхностью металла (рис. 5.51, б).

Изменение характера следа от взрыва ДШ в зависимости от темпера-
туры обработки связано, по-видимому, с изменением вязкости пластили-
на, из-за повышения которой он не везде достаточно хорошо заполнил
полость между металлом и шнуром. Кроме того, охлажденный пластилин

гораздо хуже прилипает к поверхности металла.

5.5.	ПРИНЦИПИАЛЬНЫЕ СХЕМЫ
ОБРАБОТКИ ВЗРЫВОМ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

5.5.1.	Листовые металлоконструкции

Основными действующими факторами взрывного нагруже-
ния, обусловливающими положительный эффект снятия остаточных напря-
жений в сварных соединениях листовых конструкций, являются релаксация
касательных напряжений, и сопутствующее ей образование макродеформа-
ций, которые приводят к созданию в металле напряженно-деформированного
следа, напряженное состояние в котором близко к двух- или трехосному сжа-
тию. Из проведенного анализа взаимодействия следа с остаточными напря-
жениями в ближней и дальней зонах взрыва вытекает, что с точки зрения до-
стижения наибольшего эффекта обработки при минимальной мощности за-
рядов ВВ предпочтительно нагружению подвергать зону действия остаточных
напряжений растяжения. В листовых и им подобных сварных металлоконст-
рукциях эта зона (шов и ОШЗ) имеет обычно значительную протяженность и
относительно малую ширину, что предопределяет использование для ее обра-
ботки удлиненных зарядов ВВ.

Они могут представлять собой заряды либо в виде полосы, либо опре-
деленную комбинацию шнуровых зарядов ВВ, охватывающих зону дейст-
вия остаточных напряжений растяжения. Детонация зарядов такой геомет-
Рис. 5.52. Конфигурация «мгно-
венного»	напряженно-дефор-

мированного следа, создавае-
мого в металле удлиненным за-
рядом ВВ в режиме скользя-
щей сверхзвуковой детонации:
X — обрабатываемый металл; 2 —
заряд ВВ; 3 — фронт детонации;
4 — контур следа

рии осуществляется, ес-
тественно, в скользящем
режиме и тогда реализуют-

ся рассмотренные выше

трехмерные конфигурации течения металла, для которых характерно суще-
ственно не гидростатическое напряженное состояние металла [373]. В этих
условиях возрастает роль девиаторной составляющей тензора напряжений,
а потому в значительной степени облегчается релаксация касательных на-
пряжений [41], конечным результатом которой является образование на-

пряженно-деформированного следа с о° = о° = од. Схематически конфи-

гурация следа, возникающего в релаксирующем материале при сверхзвуко-
вой детонации накладного заряда ВВ в виде узкой полосы шириной дои
толщиной 80, изображена на рис. 5.52.

Поперечные размеры (V и иО зоны, в пределах которой произошла ре-
лаксация касательных напряжений, зависят от режима детонации (числа
Маха волны), энергетических и геометрических параметров зарядов ВВ,
физико-механических свойств материала и геометрии нагружаемого тела и
др. Точное аналитическое решение этой задачи, как уже отмечалось,
встречает в настоящее время весьма серьезные трудности, поэтому умест-
но ограничиться элементарной оценкой V и IV на основе теории размерно-
стей. Положим 60 - 80 и р0 =	, где — погонная масса заряда, и

припишем основную долю энергии реального волнового поля условной
волне сжатия П-образного профиля, симметричной относительно оси х и
имеющей длительность ~302)_|. В виду приближенного равенства кинети-
ческой и потенциальной энергий в такой волне [49], полная удельная
энергия в ней определяется по формуле [21, 31]

II = пЯ80сес^(ОД’',

(5.67)

где оЛ — напряжение, нормальное к криволинейному фронту УВ; сс —
скорость распространения слабой пластической волны; Е — модуль Юн-
га; К — расстояние от оси х.

Воздействие продуктов взрыва на металл уподобим последовательному
упругому соударению элементов массы (?0, движущихся по нормали к оси
со скоростями, пропорциональными величине ^20о (& — удельная тепло-
та взрыва) с много большей массой металла плотностью рь т.е. р^с2!)"2.
Энергия, переданная металлу, определяется [21] по формуле



Из (5.67) и (5.68) следует:

аЛ(Л) =

лЛ рДсе

(5.68)

(5.69)

з

Размеры напряженно-деформированного следа будут определяться
значениями напряжений в волне, достаточной для достижения пластичес-
кого состояния металла (в данной постановке V и уу). Разумеется, формула
(5.69) непригодна для количественных расчетов; однако, она позволяет
понять, каким образом варьирование параметров заряда ВВ может влиять
на поперечные размеры «проработанной» взрывом зоны металла. Продо-
льные размеры и форма следа определяются конфигурацией заряда ВВ.

Из того, что напряженное состояние металла в следе является двухос-
ным, вытекают две принципиальные схемы обработки взрывом сварных сое-
динений листовых и им подобных металлоконструкций, в зависимости от то-
го, какой из компонентов следа (ст^т или ст^т) совпадает с направлением
действия продольных (действующих вдоль оси шва) остаточных напряжений.

Согласно первой схеме (назовем её линейной) заряд ВВ в виде поло-
сы, ширина которой соизмерима с шириной зоны действия напряжений
растяжения, располагается вдоль оси шва (рис. 5.53, б). Модификацией
этой схемы является схема, изображенная на рис. 5.53,е, в которой шнуро-
вые заряды ВВ располагаются либо вплотную, либо на определенном рас-
стоянии друг от друга, в зависимости от конкретных целей обработки.

С увеличением числа уложенных вплотную шнуровых зарядов ширина
напряженно-деформированного следа пропорционально возрастает:

уй=(л + 1)М-‘, (5.70)
если диаметр шнура со-
ставляет ~ 0,5^!, где —
ширина следа для п ниток
ДШ; И — то же при п =
= 1. При этом за счет куму-
лятивного эффекта несколь-
ко увеличивается и глуби-

Рнс. 5.53. Принципиальные схе-
мы обработки взрывом сварных
соединений листовых конструк-
ций:
а — эпюра сварочных остаточных
напряжений; б — линейная схема
на основе полосового заряда; в —
то же шнуровых зарядов; а —
схема «змейка»; 1 — заряд ВВ;
2 — сварное соединение
Рис. 5.54 Оценка оптимальной ширины
напряженно-деформированного следа в
линейной схеме обработки взрывом

на эффективного напряжен-
но-деформированного следа, до-
стигая ~15 мм. Более рацио-
нально шнуры укладывать так,
чтобы контуры следа от каждо-
го из них соприкасались; тогда

(5.71)

Количество шнуровых за-
рядов определяет ширину сле-
да, а следовательно, эффектив-

о

Полосовой заряд ВВ

ность обработки тем выше, чем больше отношение

(см.

рис. 5,53, 5.54) и максимальна при^ = 1.

В самом деле, нетрудно показать, что в случае идеализированной сту-
пенчатой эпюры остаточных напряжений при постоянном значении про-
дольного компонента напряженно-деформированного следа Од1 (рис. 5.54)

справедливо выражение

(5.72)

где оХ| — исходные напряжения растяжения; о'Л| ио' — результирующие
остаточные напряжения при / 1 и < 1 соответственно. К другим факто-
рам, определяющим эффективность обработки взрывом, относятся парамет-
ры ВВ (толщина слоя, плотность и скорость детонации), условия нагруже-
ния, свойства металла соединения, температура и др. Воспользовавшись
формулами (5.11) и (5.84), для рассматриваемого идеализированного случая
можно получить зависимость относительной величины результирующих ос-
таточных напряжений от параметров следа, динамических свойств металла
и особенностей исходного напряженного состояния сварного соединения:

4=2-р--^-.

(5.73)

Вид подобной зависимости для реальных сварных соединений с
криволинейной эпюрой остаточных напряжений может быть определен на
основании обработки экспериментальных данных. Наиболее удобны для
практического применения в этой схеме компактные ВВ, такие, как ДШ,
НИЛ-1, ДЛ-1, пластические ВВ и т.п.

Вторая схема предполагает ориентацию заряда относительно сварного
шва таким образом, что основным действующим фактором становится попе-
речный компонент напряженно-деформированного следа — (см. рис. 5.52).
Обработка по этой схеме (назовем ее «змейкой») реализуется путем распо-
ложения шнурового заряда, например, по периодической кривой, ось ко-
торой (для стыковых соединений с симметричной эпюрой остаточных на-
пряжений) совпадает с осью шва (рис. 5.53,в,г) [342]. Основными парамет-
рами схемы являются шаг и амплитуда «змейки», количество шнуровых
зарядов — ниток шнура (обычно одна или две), уложенных вплотную, па-
раметры ВВ в шнуре и др. В практических схемах обработки взрывом свар-
ных соединений наиболее удобно использовать штатные детонирующие

шнуры.

Для обеих схем обработки взрывом сварных соединений характерны
существенные различия в кинетике взаимодействия напряжеино-деформи-
рованного следа с полем остаточных напряжений в ближней и дальней зо-
нах взрыва. Воспользовавшись, для простоты рассуждений, уже упоминав-
шимся трехстержневым имитатором плоского стыкового соединения с
длиной стержней Л, отметим, что взаимодействие (уравновешивание) фор-
мирующегося следа по мере детонации (положим Р > се) линейного заряда
ВВ с остаточными напряжениями в крайних стержнях осуществляется пу-
тем передачи им возмущений со скоростью звуковых волн с0- (Еу0)0,5. Оно
занимает время 21,(Г)со', где с0 — расстояние, пройденное фронтом дето-
нации от места связи (защемления) стержней, которое непрерывно увели-
чивается по мере распространения детонации. Если принять его среднее

*	. 21 т

значение в первом приближении I ~	, то при 1, составляющем десятки

со

сантиметров, оно имеет порядок десятков микросекунд, т.е. может быть
много большим характерного времени, необходимого для достаточно глу-
бокой релаксации напряжений в мгновенном следе, оценка которого про-
изведена в подразд. 2.4, 3.4.4. Таким образом, в линейной схеме обработки
взрывом сварных соединений с полем остаточных напряжений взаимодей-
ствует напряженно-деформированный след с напряжениями, релаксировав-
шими практически до от; дополнительный вклад в эффект снятия остаточ-
ных напряжений вносят сопутствующие нагружению деформации удлине-
ния в направлении детонации, т.е. в направлении действия напряжений
растяжения. Коэффициент приведения а' эффективного следа для этой
схемы обработки, как будет показано в дальнейшем, близок к двум, так что
о®1 = а'от = 2от.

При обработке взрывом соединений по схеме «змейка» заключитель-
ный этап взаимодействия напряженно-деформированного следа с полем
остаточных напряжений условно протекает в два этапа. Вначале азаимо-

действие происходит в пределах полушага у «змейки» с формированием

нового напряженного состояния среднего стержня (иди в зоне обработки
реального сварного соединения), а затем уже уравновешивание его с оста-
точными напряжениями в крайних стержнях (с зонами действия напряже-
ний сжатия). Поскольку обычно $ мало по сравнению с размерами свар-
5	5

ных изделий, время /5 прохождения упругими волнами пути — (Л, =—)
4	2с0

может быть сравнимым или даже меньшим характерного времени релакса-
ции (дрейфа) следа к равновесному состоянию, так что образование ново-
го напряженно-деформированного состояния среднего стержня может
быть обусловлено действием не полностью релаксированного следа и воз-
никновением дискретных пластических удлинений стержня вследствие по-
перечного «растекания» металла под зарядом ВВ. Экспериментально уста-
новлено, что коэффициент приведения а'ддя схемы «змейка» составляет
примерно 3, так что су°' = аЪт = 3от, и, следовательно, в схеме «змейка»
реализуется более выгодная энергоотдача ВВ.

Руководствуясь этими соображениями, шаг укладки «змейки» можно
оценить следующим образом. Сохраняя принятое направление координат-
ных осей относительно сварного шва, будем рассматривать лишь распре-
деление состояний металла вблизи шва, принимая их близкими к одноос-
ному растяжению и пренебрегая зависимостью параметров состояния от
осей х и г. Пусть 8 — шаг «змейки», а V — ширина следа в направлении
оси х Исходное упругое перемещение металла шва на длине шага «змей-

о (8 - 2у)

ки» в направлении оси х составляет их =—г——---. Изменение их за счет

образования напряженно-деформированного следа будет таким: Дих = (/+
+ 1)«х-

В соответствии с изложенным в подразд. 5.2, полное снятие остаточ-
ных напряжений достигается при

Дих= (/+ 1)м„

(5.74)

где / — отношение площадей зон действия остаточных напряжений
растяжения и сжатия. Условие (5.74) дает оценку:

(

8 = 2у 1 +

1	о0;

а+1)

(5.75)

с помощью которой можно получить выражение (при )

VI V

-^- = 1-2у 1 +
о*

1

(/ + 1)

(5.76)

определяющее состав параметров, от которых зависит эффективность
снижения остаточных напряжений. Конкретный вид этой зависимости
устанавливается на основании экспериментальных данных.

Из выражений (5.75) и (5.76) следует, что путями повышения эффек-
тивности обработки по этой схеме являются либо уменьшение шага уклад-
ки «змейки» при сохранении её амплитуды, либо увеличение поперечного
размера следа. Последнее достигается увеличением количества ниток шну-
ра, образующего «змейку», что нетехнологично, а при л> 2 — вовсе нера-
ционально. Первый путь более гибок и технологичен, однако требует при-
31-5-1832
нятия специальных мер по обеспечению стабильной детонации заряда, ко-
торая, как установлено экспериментально [43], может быть нарушена при

5

А

Для обеспечения стабильной детонации «змейки» предложено исполь-
зовать [448] «оживитель» детонации в виде отрезка шнура, укладываемого
поверх «змейки» вдоль ее оси. Для «змейки» в два шнура и в один с ожи-
вителем детонации, обеспечивающих одинаковую степень снижения оста-
точных напряжений, удельный расход шнура существенно различен и в
последнем случае меньше, что следует из сравнения расчетных формул,
определяющих удельную длину шнура:

а) «змейка» в два шнура 1г

= 2/</о,5+Ж

(5.77)

б) «змейка» с оживителем

/ _ 1 (1 С 2/4^1
= ^0	+ _7Г |.

\ О у

(5.78)

Эти формулы получены путем аппроксимации «змейки» ломаной ли-

нией. Экспериментально установлено, что

у-= 1,25... 1,4.
ч

Произведем предварительные оценки шага «змейки» по формуле
(5.75). Положим / = 0,3, а' = а. Скорость деформации на фронте УВ,
возбужденной взрывом ДША, составляет ё = Ю4 с1. Принимая а = 4,

V = 10 мм, для пластины, толщина которой 6, = № 10мм, при оХ1 г от,
о=0, получаем 5 = 6,5у г 65 мм, что близко к действительности [343] .

При обработке сварных соединений по каждой из рассмотренных схем
имеет место одновременное взаимодействие второго компонента напря-
женно-деформированного следа — о”1 с полем поперечных остаточных

напряжений растяжения. В линейной схеме снижение ог обусловлено глав-
ным образом возникновением поперечных относительно оси заряда дефор-
маций удлинения («растекания») металла в направлении оси г, тогда как в
схеме «змейки» основное воздействие на поперечные остаточные напряже-
ния связано с компонентом о°’ напряженно-деформирова иного следа. Ме-
ханизмы этих взаимодействий аналогичны рассмотренным.

5.5.2.	Кольцевые швы осесимметричных оболочек

Обработка взрывом кольцевых сварных соединений круп-
ногабаритных тонкостенных осесимметричных металлоконструкций типа ре-
зервуаров, баков н т.п. осуществляется на практике накладными зарядами
ВВ, помещаемыми на их внутренней поверхности. При такой схеме нагруже-
ния определяющий вклад в снижение продольных (окружных) остаточных
напряжений вносит деформационный механизм [449]. Окружные деформа-
ции удлинения металла шва и ЗТВ, где действуют остаточные напряжения
растяжения, создаются преимущественно за счет локального эксплицирова-
ния стенки оболочки; релаксационный механизм играет при этом второсте-
пенную роль, увеличивая положительный эффект экспандирования [450].

При расчете параметров зарядов ВВ использован приближенный
полуэмпирический подход, предложенный в работе [451] применитель-
но к расчету на прочность металлических взрывных камер, испытываю-
щих динамическую нагрузку при взрыве заряда, удаленного от стенки
камеры.

Задача решается в два этапа (сначала определяются нагрузки, действу-
ющие на стенку в предположении, что она абсолютно жесткая, а затем рас-
считываются её перемещения под действием этой нагрузки) при следую-
щих допущениях:

1.	Детонация заряда является мгновенной (осесимметричное нагруже-
ние). В случае использования протяженных накладных зарядов ВВ доста-
точно хорошего приближения к одномерной схеме нагружения можно до-
стичь выбором надлежащего количества точек инициирования заряда.

2.	Рассматривается движение кольца оболочки единичной высоты, и
следовательно, не учитывается сдерживающее влияние участков оболочки,
прилегающих к зоне обработки взрывом. Правомерность такого допуще-
ния подтверждается, например, результатами экспериментов, приведенны-
ми в работе [452].

3.	Период неустановившегося движения кольца, в течение которого
вследствие интерференционных процессов происходит выравнивание на-
пряжений и скоростей по толщине стенки, во внимание не принимается,
и таким образом, исследуется только второй этап — инерционное расши-
рение оболочки после завершения волновых взаимодействий.

4.	Остаточные напряжения в оболочке отсутствуют.

5.	Задача решается в «упругой постановке» [450].

С учетом таких допущений задача сводится к решению уравнения

г АО

и + со и =

Р1$1

описывающего вынужденные колебания системы с одной степенью свобо-
ды. Здесь и — смещение срединной поверхности оболочки радиусом г;
св = сог-1 —- частота собственных колебаний оболочки; р! и 8, - плотность
материала и толщина стенки оболочки; — функция давления, возни-
кающего при взрыве.

Уравнение решается с использованием метода вариации произвольных
постоянных при начальных условиях м(0) = и(0) = 0, в результате чего

имеем

1
р(М

и -

5Ш (О!

'о

Iр(т) СО5 (01Л + СО8 (О! |р(т) 5Ш СО Г Л
о	о

(5.79)

где — время действия импульса давления. В рассматриваемой постановке
31*
Рис. 5.55. Схема обработки взрывом кольцево-
го шва тонкостенной оболочки (вариант экспан-
дирования)

,	2 л

1«Т =—, что справедливо для круп-
(О

5 негабаритных тонкостенных (—>20

[47, 129]) оболочек (рис. 5.55), а потому
из (5.79) вытекает: и = /0 зш аЯфДсв)-1,

>0

где /() = |р(т) Л — импульс, действующий на единицу поверхности обо-
о

лочки. Максимальное радиальное смещение стенки оболочки =
- ЛФДсо)-1, а соответствующая ему окружная деформация

= /«(рЛСо)’1.	(5.80)

Энергия взрыва передается оболочке в виде импульса, удельное значе-
ние которого можно найти по формулам [451, 453]

/0 = <хр080^С ,	(5.81)

/0=₽р060Д	(5.82)

где аир- коэффициенты отражения, значение которых зависит от акус-
тической жесткости (р1Со) материала стенки оболочки и определяется с
учетом рекомендаций работ [451, 453].

В практике взрывных работ на натурных металлоконструкциях для
образования зарядов из штатных ВВ наиболее удобно использовать дето-
нирующие шнуры, располагаемые вдоль шва по линейной схеме или по
схеме «змейка*. Для этих случаев из условия обеспечения эквивалентной
удельной нагрузки нетрудно получить приближенную формулу:

рД	(5.83)

где # и Цо — ускорение силы тяжести и погонная навеска ВВ в ДШ
соответственно; 5 и У — шаг «змейки» и расстояние между кольцевыми
зарядами в линейной схеме соответственно. Условие полного снятия оста-
точных напряжений возьмем в форме (5.81). Тогда из (5.80), (5.81) и (5.83)
получаем

5 = 25" = ^2-,	(5.84)

о(тет
Рис. 5.56. Зависимость интенсивности ос-
таточных напряжений в кольцевом шве
оболочки от параметра нагружения пт.

1 — расчет; 2 — линейная схема; 3 — схема
«змейка»

где Я = —-------коэффициент,

характеризующий материал оболо-
чки и ВВ; у, — удельный вес мате-
риала оболочки. Например, при
обработке кольцевого шва оболоч-
ки из стали СтЗ детонирующим
шнуром ДША с сердцевиной из тэ-
на (Со -5,9 МДж/кг) ЛГ=8,6см3/Н.
Полагая = 2 - КГ3, & = 1,2 - 1(Г3Н/см,
находим

(5.85)



Аналогичные результаты дает расчет с использованием выражения для
импульса в форме (5.82).

Достоверность расчета параметров зарядов ВВ по данной методике оце-
нивали путем измерения до и после обработки взрывом окружных остаточ-
ных напряжений в кольцевых швах (ручная сварка электродами УОНИ
13/55) трубных образцов диаметром 720 мм с толщиной стенки 18 мм меха-
ническим индикаторным деформометром на базе 10 мм путем высверливания
пустотелым сверлом столбика по методике работы [231]. В ряде эксперимен-
тов для исследования остаточных напряжений использовали методику нераз-
рушающей магнитоупругой тензометрии [454], позволявшей определить
уменьшение остаточных напряжений в результате обработки взрывом на од-
ной и той же трубе. Обработку швов производили по схеме «змейка» и коль-
цевыми зарядами ДША; параметры зарядов определяли по формуле (5.85)
при т- 0,5... 1,3. Сравнивали расчетные и экспериментальные данные о сни-
жении тангенциальных остаточных напряжений растяжения орг Расчет

производили по формуле ДоР1

_ т - 0,5
0,65 0,11

при к - 0,5 и /=0,3. Результаты

измерений приведены на рис. 5.56. При обработке по схеме «змейка» экспе-
риментальные точки ложатся значительно выше расчетной прямой. Это ука-
зывает на существенный вклад в снижение остаточных напряжений эффекта
образования напряженно-деформированного следа, который может быть уч-
тен введением в формулу (5.85) корректирующего коэффициента 1,5, так что



(5.86)

Для линейной схемы удовлетворительное совпадение расчетных и экс-
периментальных данных достигается введением в (5.85) коэффициента 1,2,
учитывающего влияние следа, значит

5/ = 6(/п31Г1.	(5.87)
Погрешность расчета по формулам (5.86), (5,87) не превышает обычно
7... 10 % и вполне удовлетворяет требованиям практической технологии.

Рекомендации по рациональному расположению шнуровых зарядов в
линейной схеме даны в подразд. 5.5. Эту схему целесообразно применять
при обработке оболочек значительной толщины, тогда как схема «змейка*,
позволяющая гибко регулировать интенсивность нагружения, более удобна
для снятия остаточных напряжений в тонкостенных конструкциях.

Следует отметить, что дополнительным фактором, способствующим
снижению остаточных напряжений в кольцевых швах осесимметричных
металлоконструкций, является так называемая раскачка, обнаруженная
еще при исследовании поведения оболочек взрывных камер. При нагруже-
нии оболочек накладными зарядами благоприятные условия для раскачки
возникают в связи с инициированием скользящей детонации заряда в
ограниченном количестве точек по его длине. Явление раскачки неодно-
кратно наблюдалось при обработке взрывом натурных металлоконструкций.

Экспандирование оболочек с целью снятия остаточных напряжений
может быть реализовано также с применением воды в качестве передаю-
щей среды. Заряд ВВ размещается при этом по оси симметрии оболочки
или эквидистантно шву [342]. Удельный импульс, сообщаемый стенке

оболочки определяется, например, по формуле [455]

ЛЛо.5\0’72

1

где — масса заряда ВВ; г — расстояние от центра заряда.

Из последнего выражения с учетом (5,80) определяется #0, обеспечива-
ющее снижение остаточных напряжений до заданного уровня. Способ яв-
ляется весьма производительным и, как показывают расчеты, позволяет
существенно уменьшить расход ВВ, в особенности при обработке метал-
локонструкций, насыщенных сварными швами. Однако применительно к
обработке натурных конструкций он нуждается еще в дополнительных ис-
следованиях.

5.5.3. Расчетная оценка снижения остаточных
напряжений в кольцевых швах труб

Применение наиболее эффективного способа экспандиро-
вания при снижении остаточных напряжений в кольцевых швах крупногаба-
ритных осесимметричных оболочек обеспечивается возможностью доставки
внутрь металлоконструкций зарядов ВВ и монтажа их на сварные швы с ис-
пользованием несложной оснастки.

В принципе, экспандирование может быть использовано и при обра-
ботке взрывом кольцевых швов трубопроводов, если диаметр последних
достаточен для осуществления монтажа зарядов на сварные швы. Обработ-
ка, по очевидным причинам, может проводиться в процессе строительства
трубопровода, когда один конец его остается открытым.

Однако в подавляющем большинстве практических случаев взрывные ра-
боты на трубопроводе можно проводить лишь после завершения монтажно-
сварочных работ, когда доступ внутрь трубы уже невозможен. Если при-
нять во внимание необходимость снятия остаточных напряжений в коль-
цевых швах труб небольшого диаметра, на трубопроводах, снабженных за-
порной, регулирующей и т.п. арматурой, на действующих трубопроводах, в
том числе после выполнения ремонтных работ и т.д., станет понятным бо-
льшой интерес к созданию технологии, основанной на использовании на-
ружных накладных зарядов ВВ.

Из анализа, сделанного в подразд. 5.2, вытекает важный вывод о том,
что положительный эффект приложения внешней деформирующей нагруз-
ки достигается путем создания в сварном элементе пластической деформа-
ции в той его зоне, где действуют остаточные напряжения одного знака с
напряжениями, вызываемыми внешним нагружением. Использование на
трубах релаксационного эффекта взрывного нагружения (создание сжатого
напряженно-деформированного следа непосредственно в шве) не дает же-
лаемого результата, поскольку возникающие при взрыве накладного заря-
да окружные деформации шва являются деформациями сжатия, которые
могут компенсировать положительный эффект релаксации (рис. 5.57). В
самом деле, если вследствие релаксации напряжений изображающая точка
напряжен но-де фор мированного состояния шва (рассматриваются окруж-
ные напряжения и деформации) перемещается в точку Я, то вызванные
взрывным нагружением пластические деформации укорочения шва пере-
водят её в точку Д и конечные значения напряжений и деформаций будут
мало отличаться от исходных (точки Л и А).

При воздействии наружными накладными зарядами на сжатые в окруж-
ном направлении зоны металла имеет место подобная картина, однако в
этом случае нежелательным будет уже действие релаксационного механиз-
ма взрывного воздействия. Чем больше относительный вклад последнего,
тем ниже эффективность обработки (ср. траектории ВНТУК' и ВН'О'К' }.
Это затруднение может быть преодолено за счет применения «мягких»
(«метательных») режимов нагружения, не приводящих к созданию по ре-
лаксационному механизму напряженно-деформироваиного следа заметной
интенсивности.

В соответствии с оценкой (5.50) пиковое давление волны не должно
превышать ст^. Практически требуемое снижение максимального давления
в волне может быть обеспечено применением низкоимпульсных ВВ или
инертных прокладок между ВВ и металлом [3]. Окружная деформация
укорочения ер обеспечивается при этом за счет осесимметричного метания
стенки трубы. Принимая во внимание, что максимальные напряжения в
следе не могут превышать предела текучести (точка Ро на рис. 5.26), надле-
жащим выбором параметров метания всегда можно создать такую дефор-
мацию ер> которая будет достаточной для разгрузки шва от остаточных на-
пряжений (траектория ВНЧ)”К” на рис. 5.57).

В основу схемы обработки взрывом кольцевых швов с целью снятия
остаточных напряжений положено [456] создание взрывным нагружением
пластических деформаций укорочения в ОШЗ, где действуют окружные
остаточные напряжения сжатия. Такое нагружение приводит к уменьше-
нию кривизны образующей трубы в районе кольцевого шва, перераспреде-
Рис. 5.57. Анализ влияния напряженно-
деформированного следа на эффективность
снятия остаточных напряжений а кольцевых
швах труб обработкой наружными зарядами
ВВ

лению остаточных напряжений на
большую площадь, а следовательно,
к уменьшению их абсолютной вели-
чины. При достаточно большом им-
пульсе нагружения в зоне обработки
могут быть созданы остаточные про-
гибы больше усадочных в районе
шва, что обусловливает изменение
знака остаточных напряжений в шве
(см. рис. 5.57) при деформациях уко-
рочения, больше тех, которые соот-
ветствуют отрезку №0*.

Напряженное состояние в райо-
не кольцевых швов на трубах отли-

чается от такового для плоских сварных соединений преаде всего нерав-
номерностью распределения остаточных напряжений как по толщине
металла, так и вдоль шва [351]. Это существенно усложняет методику эк-
спериментального исследования остаточных напряжений в трубах, в том
числе после обработки взрывом. Поэтому в данном случае весьма полез-
ным является применение расчетных методов исследования взаимодейст-
вия остаточных напряжений с напряжениями от динамической нагрузки.

Математическая формулировка такой динамической задачи может ос-

новываться на следующих допущениях:

1.	Сварочные остаточные напряжения распределены осесимметрично.

2.	Применимы основные гипотезы тонкостенных оболочек; составля-
ющими инерционных сил вдоль оси оболочки можно пренебречь по срав-

нению с таковыми в поперечном направлении.

3.	Материал оболочки при нагружении описывается теорией пластиче-

ского течения с изотропным упрочнением,
ассоциированной с условием текучести Ми-
зеса; при этом предел текучести стд является
функцией скорости деформации.

4.	Детонация кольцевого заряда ВВ про-
исходит мгновенно и таким образом реализу-
ется осесимметричное нагружение оболочки.

5.	Волновые процессы в стенке трубы
не учитываются.

Таким образом, рассматривается тон-
костенная цилиндрическая оболочка с дан-
ным осесимметричным распределением ос-
таточных напряжений сух (осевых) и сур (ок-
ружных). Динамическая нагрузка при обра-

Рис. 5.58. Схема обработки взры-
вом кольцевого шва трубы
ботке взрывом задана интенсивностью д (х, /), гае г — время, х — координа-
та вдоль осн оболочки (рис. 5.58).

Выпишем, следуя работам [351, 426, 456], основные уравнения для
сформулированной задачи.

1.	Уравнения равновесия:
Л °’58
— ГодЛс = 0,	(5.88)

Эх _0^>

0,58	1 0,58

эр- + 7	- 5р + Ъ = о.	(5.89)

2.	Граничные условия:
г — 01	0,55	0,55

_  рк =	= 0,	(5.90)

Х '	-0,58	-0,58

где 5 — толщина обол очки-трубы; Л — радиус ее срединной поверхности;
р— плотность материала; Ж— перемещение срединной поверхности в
направлении оси г (см. рис. 5.58).

3.	Геометрические соотношения:

Мх,г) = е;(х)-д^)=о,	(5.91)

,	>	^(Х) А

%(х,г) = —- о,

Л

(5.92)

где и ер — компоненты тензора деформации в точке, имеющий коорди-
наты (х, г);	— осевая деформация на поверхности г - 0.

4.	Уравнения связи между компонентами тензоров напряжений и де-
формаций:

.	/2о. - о» „ ог + Од 1	„ 2ог - Од

Л, = <4 --77“^+ в 1	+ Л \	-	(5-93)

Ь(л	3	)	3

,	/ 2ов - о* „ Од + ог я 2од - ог	_ „ ,

*₽ = </ р + В 3	+	\	,	(5.94)

где С и В — модули сдвига и объемного сжатия; — положительная ве-
личина, которая определяет развитие пластических деформаций и нахо-
дится из условий:

если интенсивность напряжений о,- < од(ё/), то (Л = 0,

если а, = од(Ё,), то (Л > 0;

(5.95)

состояние о. > од(Ё;)
довательно,

Е- = ---

недопустимо (идеальная упругопластичность) и, сле-

В/ = 7(ех -е₽)2 +(ех -Ег)2 +(е, - Ер)2 ,
=-(ех + ер) + ((тх + Ор)В-1.

(5.96)

Решение задачи ищется путем последовательного прослеживания уп-
ругопластических деформаций начиная с заданного начального состояния
при I = 0. Шаг прослеживания Аг может быть переменным.

Пусть для интервала времени от I - АГ до I для момента (- АГ решение
известно, требуется определить решение для момента I. Аналогично тому,
как это описано в работах [351, 456], соотношения (5.93) и (5.94) аппрок-
симируем выражениями

=	+	(5.97)

де>=у^~5+д^1^1-^,	(5.98)

где

бё~ в~т~ [

т.е. и др известны по результатам, полученным на предыдущем шаге
прослеживания.

Поскольку V = (2С)"‘ + Дк, а Дк определяется условиями (5-96), зада-
ча становится существенно нелинейной. Для линеаризации этой нелиней-
ности используется итерационный процесс:

у(л+1> а с^е?)’1 + (1 - С)у(Л>, если <т{Л) - од(ё;я)) < 0,

- у<">, если о)я> - ад(ё!'’>) < т,	(5.99)

^(л+1)

=

о<*>
пДё!л))

если а{л) -ад(ё{Л)) > т,

который заканчивается, если во всех рассматриваемых точках (^ х) имеет

место



(5.100)

где (п) и (п + 1) — номера итераций; т — допуск на точность решения по
напряжениям, г и С — параметры, определяющие скорость сходимости
итерационного процесса (5.99) [426].

Таким образом, с помощью указанного итерационного процесса нели-
нейная задача, возникающая на каждом этапе прослеживания Г, заменяет-
ся совокупностью последовательно решаемых линейных задач, для кого-
рых величина \|/(п)(г,х) известна. Рассмотрим алгоритм решения такой зада-
чи для некоторой итерации (л). Для простоты записи индекс (л) опустим.
Из (5.91) и (5.92) можно получить

ох = Д Де, + Л2Дер + У/
ор — /4|Д8р + /^Де, + Ур

(5.101)

где

4 = у(2у++2д)’ 4 = 4-*-'; у, = 4^ + 4^; /„ = 4^ + 4*.. (5Ю2)

С учетом (5.92), (5.93) выражения (5.101) можно представить также в

виде

о, = 4^°-

г

Ор = 4	-

Э21К

Эх2

Э21И

Эх2

(5.103)

Подставив (5,103) в (5.88), получим после интегрирования вдоль оси
х при условиях (5.90) выражение

А о г Э2Д1И т Д1И т _Л
+—й~^1

откуда следует

(5]04)

Эх 2^ К 211
где

Ц = ]4г/-,Л; Г„= /Г.г'-'Л; 5;= /Гвй; /-1,2;у = 1,2,3. (5.105)
-0,58	-0.58	-0,58

выразить только через

Соответственно напряжения о, и ор можно
прирашения функции прогиба Д1К

Э2Д1И  °х ~ Эх2  Э2Д1И  Эх1	(г "  <4 >1	Л А1И  . ди^	1	1  А Л-1^1 .Г-1^1

(5.106)

Подставив (5.103) в (5.89) и использовав для
[351], имеем

Э2УГ _	2 (ЫУ ДЕИ

Эг2 " Д/ + ДГ I Д/ ДГ

аппроксимацию

(5.107)
где индекс * относит величины к моменту I - Дг, и получим

а3

Эх2

Э2Д1К
' Эх2

А	Э2Д1У

+ П2Д1И + П2-^- + П3ДИ/ + П4 = О, (5.108)
}	дх

где

П, =

п2 =я



25рДИЛ*
Д/(ДГ + ДГ) ’

П3 = я-2

25рД1К*

ДГ(Д/ + ДГ*)

Уравнение (5.108) решается на

отрезке 0 < х < / при условиях

х-?1 ЛЙ/=^П'’^ГП2-У-’^^=0'	(5Л09)

Л — с 1	ОЛ	Л

Наиболее приемлем для этих целей численный метод, при котором от-
резок 0 < х < / разбивается на отдельные участки длиной Дх и уравнение
(5.108) при граничных условиях (5.109) решается в конечных разиостях.
При этом производится разбивка стенки оболочки-трубы на отдельные
участки также и вдоль оси г. Такая двухмерная сетка необходима для про-
слеживания на ней всей истории развития упругопластических деформа-
ций. В каждом узле (г, х) хранится вся необходимая информация о вели-
чинах Ьх и по данным с предыдущего шага прослеживания, а также о ве-
личине у, по которой считаются интегралы (5.105) на каждой итерации (л).

С некоторым приближением зависимость (х,/) от времени можно
задать в виде

0 < / < Го

Г >

^(х,/) = ^(х),’

9г(х,Г) = 0,

(5.110)

где — длительность силового импульса; д^ — средняя интенсивность
импульса давления за время

На рис. 5.59, а представлены результаты расчета остаточных напряже-
ний в зоне кольцевого шва на наружной и внутренней поверхности стенки
труб из стали 20 (стт =240 МПа) с соотношением Я3_| = 6 в состоянии после
сварки, а на рис. 5.59, б — после обработки взрывом по режиму:
д^ =8 ГПа, Го =1 мкс, Ь = 20 мм, ~ 75 мм. Аналогичные результаты
дает нагружение с иными д^ и при условии /0 = д^0 = сопзС

Несмотря на существенное упрощение постановки задачи, анализ резуль-
татов расчета показал прежде всего, что соответствующим выбором парамет-
ров силового нагружения можно в значительной степени изменить интен-
сивность и характер распределения остаточных напряжений. Установлено,
Рис. 5.59. Распределение остаточных напряжений на наружной (о) и внутренней (6)
поверхности трубы из стали 20 диаметром 168 при толщине стенки 14 мм в состоянии
после сварки и обработке взрывом (тонкие кривые): 1 — а*, 2 — ар

20	40 х, мм

б

например, что изменение значений давления в импульсе в пределах 3...8
ГПа в меньшей степени влияет на конечные результаты обработки, чем
варьирование длительности нагружения в пределах 0,2..,4,0 мкс. Эффект
обработки взрывом невелик при /0 =0,2..,0,6 мкс. При « 1 мкс происход-
ит снижение остаточных напряжений на свободных поверхностях трубы в
зоне шва на порядок и более.

Рассмотренный расчетный метод оценки снижения остаточных напря-
жений взрывом накладных зарядов ВВ, располагаемых в зонах ар < 0 мо-
жет оказать существенную помощь при выборе параметров взрывного воз-
действия.

Рассмотрим возможность обобщения рассмотренной расчетной методики
применительно к стальным трубопроводам (р = сопзС). Варьируемыми вели-
чинами можно считать Л, 5и ат. Приближенно можно принять, что остаточ-
ные напряжения в различных случаях при характерном размере 5 распреде-
лены геометрически подобно, а уровень остаточных напряжений определяет
величина от. Будем сравнивать два геометрически подобных варианта, когда

— = Мет; — = Мет; — - Мет; — = Нет.	(5.111)

6	5	6	6

ДРК

Из уравнений (5.111) следует, что если —— = Мет , то в соответсгву-
5

ющих точках — = Мет , — = Мет , а следовательно, напряжения и ор
6	3

Л/	'А

будут одинаковыми. Условие, при котором ------= Мет, можно получить
из уравнений (5.108) — (5.109), анализ которых показывает, что эффект
обработки взрывом будет идентичным, если: 1) выполняются условия
(5.111), т.е. заряды ВВ расположены в геометрически подобных местах;

2)	= соп51; 3) длительность импульса определяется условием -у - 1дет,

откуда непосредственно вытекает условие масштабного моделирования па-
раметров нагружения

= 4г = Мет ,
а а

совпадающее с условием эквивалентности обработки в случае экспандиро-
вания.

5.6.	ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ТРУБАХ,
НАВЕДЕННЫЕ ОБРАБОТКОЙ ВЗРЫВОМ

Особый интерес представляет формирование (с помощью
обработки взрывом) полей остаточных напряжений и деформаций в основ-
ном металле газопроводов с целью замедления зарождения и развития спон-
танного разрушения и управления его траекторией [457], а также для снятия
сварочных остаточных напряжений в кольцевых швах на трубах. Подобная
задача рассмотрена выше на примере обработки взрывом трубы двумя коль-
цевыми зарядами ВВ шириной Ь каждый, разнесенными на расстояние
Ь ® , в предположении, что импульс давления имеет прямоугольную форму,
а окружные пластические остаточные деформации в пределах Ь по-
стоянны и равны

Е° - у	°т

'	Я8,Р, е '

где — импульс давления длительностью т0; р!, Я и 81 — плотность
материала, срединный радиус и толщина стенки трубы соответственно;
V — коэффициент Пуассона, равный -0,3. Такое нагружение позволяет
создать в зоне шириной Ь окружные остаточные напряжения сжатия, ин-
тенсивность которых, при надлежащем выборе С > то, Я и Ь, может до-
стигать статического предела текучести ат.

Применительно к подобным задачам разработана приближенная мето-
дика аналитического расчета окружных остаточных напряжений, создавае-
мых в тонкостенной трубе одиночным кольцевым зарядом В В при усло-
вии, что распределение пластических деформаций вдоль образующей близ-
ко к реальному. Предлагается также принцип моделирования полей таких
напряжений в трубах различных типоразмеров.

Рассмотрим бесконечную цилиндрическую трубу из изотропного мате-
риала со срединным радиусом К и толщиной стенки 5( (рис. 5.60). До-
статочно мощный кольцевой заряд ВВ шириной Ь и толщиной й, распо-
ложенный симметрично относительно оси г, создает пластическую дефор-
Рис. 5.60. Схема обработки взрывом трубы и
эпюра окружных пластических деформаций (а)
и напряжений (б)

мацию, локализованную на участке 2л^.
Задача решается в рамках деформаци-
онной теории пластичности.

На основе теории тонкостенных
оболочек [458] и в соответствии с ра-
ботой [459] для рассматриваемого слу-
чая осесимметричного нагружения в
предположении постоянства по тол-
щине трубы составляющих пластичес-
кой деформации и запишем
уравнение для полного остаточного
радиального перемещения в* цилинд-
рической оболочки:

Л*

* + 4т^ = -4т*Ж, (5.112)
ба	№

-я 1
где = -
о

т = ^7X1 - V2);

х

«о

*0

К '



Изменение окружной пластической деформации в направлении
оси х зададим априорным соотношением

= Ц- (а? - а2 У е(а0 - |а|),	(5.113)

Ео

где е; =ей,|а.ч; е(а.-|а|) = -^

Распределение деформации (5.113) симметрично относительно начала
координат, а также удовлетворяет условиям плавного изменения окруж-
ных пластических деформаций вдоль оси х:

I	бе.аа I

рР = п- ______₽₽.	= о

е₽₽|а«аф-и> |а-ао и'

Решение (5.112) находим отдельно для областей а^аоО^) и а>
>а0(м»2) с учетом того, что функции V, и м'г симметричны относительно
точки с координатой х = х0, а кроме того, ограничена при а -> ±°° :

и»! = К(СЙ/пасо8 та + У^Нта + и*',
= е ^(К3соз та + К4 31П /я|а|7),

где и?* — некоторое частное решение уравнения (5.112), которое удобно
записать, например, в виде

Задача сводится к отысканию четырех констант К, ... К4 из условия
сшивания решений в точке а-Оо:

^.1	= ^.|	, „ = 03

п а=0Ц)	, и а=ао ’	

аа аа

Эти равенства при п - 0, п ~ 1 вытекают из непрерывности функции
IV и ее производной в точке а = а0, а при п = 2, п = 3 — из непрерывнос-
ти перерезывающих сил и их моментов. Тогда общий остаточный прогиб и
его упругая составляющая принимают соответственно вид

IV =

Г

-е°Я 3/г1(тп,а,а0) +

’О

и\ = -Зе°Я/;(т,а,(х0).

(5.115)

(5.116)

Выражения для окружных <7^ и осевых компонентов напряжений
в данном случае могут быть получены на основании формул [459]

1 !	»	\	0,75ЛГ. I

<ум = - к, - 0,75ЛГ,3~2г); о =	. 1 -,

рр д \	*	’	*	/ '	**	дЗ *

.. гяГ --Л 1Ж 82Й2	г72и> д, д,

где^ = ^---8^; М, -	М2 = „Мг .

Эти формулы окончательно приводятся к виду

О₽₽ = ЗЕ°Я

"(16-у^Т2^,а>а°^	(5*118)

В выражениях (5,115)—( 5.118) введены обозначения:

а,а0) = ^-]е5][ш( соз 5Ш ^(] + е^
I	।

21'

Ц СОЗ - Т|[ 5Ш -----

т

х
х 0(ао - |а|) + —зЦ- ] е4: [со( соз	- т]] соз $2 ] + е41

' 1 [

21

(02 СОЗ - Г)2 ЗШ -----------------

X

т

х0(| а| -а0);

, а, а0) = —| е42 [со( зш - т]1 соз ^2] - е’Л| [а»! зш + т]1 соз ^(] +
а0/п (

+ 2[ а2 -^аЯ0(ао-|а|)[ + -1Ц-|е52[ш1 зш ^2 +г)1соз ^2] +

V 3	)	) а^т [

+ е*5|[со2 зш - т]2 соз^В 0(| а | -а0);

§! = Н| а I -«о); ^2 = *«(| а I +а0);

2 2	2 2

П1 = а0 +уа0/и; щ = а0 -^аот.

Для определения компонентов напряжений на внутренней и наружной
поверхностях трубы используются выражения (5.117) и (5,118) при г = ± у:

°₽₽|г«±8 =3е°Я /[(т,а,а0)±

м3

(5.П9)



(5.120)

причем параметр а0 определяется из условия подобия экспериментальных
и рассчитанных по формулам (5.119) и (5.120) эпюр остаточных напряже-
ний, а е° — из условия равенства максимальных значений этих напряже-
ний в поверхностных слоях трубы. Заметим, что на основании анализа эк-
спериментальных данных, приведенных в работе [460], можно убедиться в
удовлетворительном совпадении интенсивности и характера распределе-
ния реальных сварочных остаточных напряжений, задаваемых формулами
(5.119) и (5.120), Это указывает на принципиальную возможность имита-
ции сварочных напряжений локальной обработкой взрывом, обеспечива-
ющей высокую воспроизводимость эпюр напряжений.

Покажем, каким образом результаты обработки взрывом одной тру-
бы могут быть перенесены (в рамках данного подхода) на трубу иного
диаметра без проведения дополнительных экспериментов. Для этого рас-
смотрим на конкретном примере задачу о моделировании параметров
заряда ВВ, необходимого для создания в трубах с различными геометри-
ческими характеристиками подобных распределений (эпюр) остаточных
напряжений. В качестве эталонной, удобной для экспериментального ис-
следования, взята труба с К = 105 мм и 3( = 5 мм из стали 17Г1СУ, Обра-
ботку взрывом проводили по схеме рис. 5.60. По экспериментальным эпюрам
Рис. 5.6 /. Расчетные
эпюры окружных (1 —
наружная, 2 — внутрен-
няя поверхность) и осе-
вых (5 — внутренняя по-
верхность) остаточных на-
пряжений, создаваемых
обработкой взрывом (дан-
ные экспериментов по-
казаны кружками и ква-
дратами). Пояснения в
тексте

в

остаточных напряжений (полученным тензометр ированием с помощью
разрезки трубы на кольца) выбраны значения и а0 (см. табл. 5.7), обе-
спечивающие близость теоретических кривых распределения напряжений,
построенных с использованием выражений (5.119) и (5.120), к данным из-
мерений. Эти кривые приведены на рис. 5.61, а, 6 для двух различных ус-
ловий нагружения труб (а — в трубе диаметром 210 мм с шириной стенки

5 мм при рой = 0,099 г/см2, — = 1,68; б—
о
1

то же прн рой = 0,097 г/см2, — = 2,39; кру-
о

жочками показаны экспериментальные
данные). Максимальные значения оста-
точных напряжений, в том числе близкие
по значению к от, достигаются в точке «о-

в
Если заданы Ор/,

8	+8

Орр2, или

какая-либо их линейная комбинация, то

Рис, 5.62. Распределение радиальных (кружки)
и окружных (квадраты) перемещений вдоль об-
разующей трубы диаметром 503 мм с толщиной
стенки 14 мм (Г н 2* — ж, / и 2 — жД созда-
ваемых обработкой взрывом (светлые значки —
ж,„ темные — ж)
1г	'
по формулам (5.119) и (5.120) можно найти значения остальных компонен-

тов напряжений.

Для удобства за основу моделирования помимо постоянства величины

е°.

принято равенство максимальных значений величин

которые обозначим . Теоретические эпюры остаточных напряжений
для трубы (назовем ее модельной) с Л = 503 мм и §! = 14 мм из той же
стали представлены на рис. 5.61,в,г (в — рой = 0,255 г/см2, ~ = 1,68; г —

рой =0,251 г/см2, — = 2,39; кружочками показаны экспериментальные

данные). Значение величины а0 находится при этом автоматически по
значениям величин и (см. табл. 5.7).

По формулам (5.119) и (5.120) рассчитаны также эпюры остаточных
общих перемещений и? и соответствующих им упругих составляющих
(рис. 5.62), совпадающие в области с нулевыми пластическими окружными
деформациями. Сходимость данных непосредственных измерений полных и
упругих составляющих остаточных прогибов (точки на рис. 5.62) и расчет-
ных кривых указывают на совпадение в рамках найденного решения урав-
нения (5.113) теоретических и экспериментальных значений остаточных
напряжений, что подтверждается данными, приведенными на рис. 5.62.

Выбор параметров обработки взрывом, обеспечивающих в модельной и
эталонной трубах соответствующие напряженные состояния, может быть в
первом приближении осуществлен согласно теории размерностей с учетом
энергетического баланса В В. Процессы обработки взрывом будут подобны-
Ь

ми, если сохранятся постоянными, например, величина — и энергетичес-

х	РоА Гб	х

кий параметр	/— , учитывающий зависимость режимов взрывного иа-

8> Цо,

Таблица 5.7. Характеристики напряженно-даформированного состояния труб, обра-
ботанных взрывом

Размер трубы		Параметры						
		Заряд ВВ		Напряженно-деформированное состояние				
А, мм	319 мм	Ро*	ь	Е°, , %	0 гр  ет	Оо	Хд, мм	°™и
105	5	0,099	1,68	0,29	1,59	0,184	19,3	290
105	5	0,097	2,39	0,43	2,33	0,236	24,8	330
503	14	0,255	1,68	0,29	1,59	0,139	71,6	290
503	14	0,251	2,39	0,43	2,33	0,178	91,7	330
гружения от прочности материала трубы. При этом условие равенства отах
для эталонной и модельной труб должно быть заменено на условие раве-
нства отношений	= ст*(о’)"*, в которых индексы «э» и «м» от-

носят величины к эталонной и модельной трубам.

Укажем также, что путем отдельного анализа процесса локальной об-
работки взрывом можно получить теоретические зависимости для расчета
параметров ВВ, исходя из прочностных и геометрических характеристик
трубы и требуемых значений параметров и Оо, определяющих создавае-
мое взрывом поле остаточных напряжений.

5.7.	ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ ВЗРЫВОМ
КОЛЬЦЕВОГО ШВА ТРУБЫ, ЗАПОЛНЕННОЙ
ЖИДКОСТЬЮ

В практике использования обработки взрывом для снятия
остаточных напряжений в кольцевых швах труб могут возникать ситуации,
когда такую обработку приходится проводить на трубопроводах, заполненных
жидкостью (например, нефтью, конденсатом и т. д.). Очевидно, что в этом
случае необходимо оценить, к каким окружным деформациям приведет такая
обработка взрывом и в какой степени жидкая среда уменьшает эти деформа-
ции, а следовательно, и эффективность снижения остаточных напряжений.

Рассмотрим в общих чертах методику оценки степени обжатия трубы, за-
полненной водой. Предположим, что ширина обрабатываемой взрывом зоны
достаточно велика, так что возникающие в трубе ударные волны и ее форма в
процессе обжатия сохраняют цилиндрическую симметрию. Однако ширина
зоны обжатия все же намного меньше радиуса трубы, и волны, отраженные от
оси трубы, не приводят к существенным вторичным деформациям.

Анализ распада разрыва на границе металл—вода в рамках упругопласти-
ческой модели металла. Пусть состояние металла до взаимодействия волны
с границей металл—вода соответствует точке А на ударной адиабате метал-
ла, изображенной на рис. 5.63.

Здесь кривая О В — ударная адиабата воды, которая в первом прибли-
жении в области малых давлений может быть аппроксимирована прямой
ОС, наклон которой к оси абсцисс определяется значением скорости звука
в воде при нормальном давлении детонационной волны Д. Как известно,
состояние воды и металла после взаимодействия УВ определяется методом
отраженных адиабат; в данном случае оно соответствует точке С. Энергия
УВ при достаточно высоких давлениях распределяется поровну между ки-
нетической и потенциальной составляющими [31].

Исходя из этого можно найти энергию, поглощаемую волной за пери-
од первого взаимодействия:

(5.121)
где Д, — энергия волны сжатия, приходящаяся на единицу поверхности;
рв — плотность воды; Дхв — толщина волны сжатия; — массовая ско-
рость воды. Однако

Дхв _ Д.
Дх Р ’

(5.122)
Рис. 5,63. Взаимодействие У В на грани-
це раздела металл—вода {и — радиаль-
ное перемещение стенки трубы)

где Ах — толщина фронта ударной
волны в металле; — скорость
распространения пластической вол-
ны сжатия до взаимодействия

В— объемный модуль

упругости; р; — плотность металла
трубы.

Используя (5.121) и (5.122) и

учитывая, что Е{ = р1Дхи12 (Я, и

— соответственно энергия и

массовая скорость УВ в металле до взаимодействия), получаем

Р]^|2

(5.123)

Анализируя рис. 5.63, можно заключить, что

_ 2рЛ

Ц Р|^ + РВА'

(5.124)

Объединяя (5.123) и (5.124), находим

(5.125)

Из уравнения (5.125) следует, что а не зависит от амплитуды волны в
металле (или от энергии Е}) до взаимодействия.

Этот факт позволяет рассматривать совокупность подобных разрывов
на границе металл—вода для серии волн, отражающихся от наружной по-
верхности трубы, принимая во внимание, что при п-м взаимодействии во-
де передается энергия си.Е„, где Еп — энергия, которой обладает труба.

Движение полой трубы после взрывного иагружеиия в рамках жесткопла-
стической модели металла. Предполагая, что в момент времени 7=0 трубе
сообщен удельный (на единицу поверхности) импульс /0 и что дальнейшее
деформирование вызовет в трубе напряжения, равные динамическому
пределу текучести од, находим

Е = Е„-^и,	(5.126)

Л

где й и К — толщина стенки и радиус трубы; и — радиальное перемещение
стенки трубы; Е и Е^— соответственно текущее и начальное значения
энергии, поглощенной трубой.
Рис. 5.64 Траектории дефор-
мирования трубы в координа-
тах Е, и

Схематически зависимости Е(и) при различных Е$ изображены на
рис. 5.64 прямыми Максимальное обжатие полой трубы определяется
по формуле

и =

" 2р,А’ад

(5.127)

Движение трубы, заполненной водой. Первое взаимодействие УВ сжа-

тия с границей раздела металл—вода произойдет в момент времени Т =

2й

где / - ~ (Е — скорость детонации ВВ). Пусть начальная энергия равна

Ех (точка к). Тогда после первого взаимодействия энергия трубы станет
равной ^(1-а) (точка /)•

Второе взаимодействие произойдет через отрезок времени Г после пер-
вого; при этом энергия, поглощенная трубой — меньшая ^(1-а) (точ-
ка т), уменьшится до Д(1-а) (точка я) и т. д.

Необходимо найти величину и.— радиальное перемещение трубы,
л

соответствующее ее нулевой конечной энергии:

(5.128)

л=1

где л* определяется из условия

К. =0,	(5.129)

V — радиальная скорость стенки трубы.

Ситуация, которую иллюстрирует рис. 5.64, позволяет получить для ип
рекуррентную формулу
где Р = VI - а ; л = |/2(1-р)-^.

Путем несложных преобразований из (5.130) находим

и, = 3—«, - ,(1+₽ + ... +г2) =	- А] - А

к -* р/ 1 р

(5.131)

Эта формула справедлива для л > 1. Поэтому из (5.128) следует, что

5Л* I

= «о+Хыя=ноуТр+1и1 +

5 ^1-Р"’
1-^ 1-Р ’

(5.132)

где «о =

2рДй Я у

_р//0

р]й 5’

и.
Л

Далее из (5.129) необходимо определить л*. Нетрудно показать, что
для У„ справедлива рекуррентная формула, подобная (5.130):

И^РИ^-Й,

(5.133)

где Ь =

Р/пд

р,Я

Преобразуя (5.133) аналогично (5.130), получаем

И—

1	1-Р’

'О
(5.134)

где =

₽.ГА_^.\

р[ й 2Я

Используя (5.129) и (5.134), находим



(5.135)

Соотношения (5.132) и (5.135) позволяют определить и*.

Пример. Пусть Я - 0,5 м; й = 10-2 м; од = 250 МПа; р = 7,8 кг/м3; ув =
= 1 • 103 кг/м3; Ъ = 1,5 • 103 м/с; Е= 2,1 ГПа (модуль упругости стали); V =
= 0,28 (коэффициент Пуассона); /0 = 5 • 103 Н • с. Исходя из этих парамет-
ров находим величины: а - 0,15, 1~ 4,4 мкс, л* = 23, и„. = 2,3мм. Для срав-
нения приведем значение и . для полой трубы:
л

и . =----—г

п 2одР1й2

= 10 мм.

Из приведенных рассуждений можно заключить, что, несмотря на ма-
лую по сравнению со сталью акустическую жесткость, жидкость, заполня-
ющая трубу, существенно препятствует ее взрывному обжатию, а следова-
телько, для снятия сварочных остаточных напряжений в кольцевых швах
трубопроводов, заполненных жидкостью, накладные наружные заряды ВВ
можно размещать непосредственно в районе сварного шва, имея в виду,
что снять остаточные напряжения можно только за счет основного дейст-
вующего фактора обработки взрывом, а именно, создаваемого в указанной
зоне при взрыве напряженно-деформированного следа с остаточными на-
пряжениями сжатия.

5.8.	ЭФФЕКТИВНОСТЬ СНЯТИЯ ОСТАТОЧНЫХ
НАПРЯЖЕНИЙ ОБРАБОТКОЙ ВЗРЫВОМ

5.8.1.	Влияние обработки взрывом на остаточные
напряжения в сварных соединениях листовых
конструкций

Стыковые соединения

При изыскании оптимальных вариантов обработки взры-
вом сварных соединений исследована эффективность различных схем на-
гружения на основе использования компактных ВВ (ДШ; насыпные: гек-
соген, тротил и аммонит в поливинхлоридных оболочках; НИЛ-1 и др.).
Анализ результатов этих исследований [461, 462] показал, что эффектив-
ность снижения остаточных напряжений существенно зависит не только
от мощности и вида используемого ВВ, но и от геометрических особенно-
стей заряда и его положения относительно шва. Попытка обобщения экс-
периментальных данных о влиянии схем взрывного нагружения на эффек-
тивность снижения остаточных напряжений предпринята в работах [461—
463]. Поскольку непосредственное экспериментальное ИЛИ АПАЛИТИЧбСХОб
определение компонентов нагрузочных деформаций и напряжений внача-
ле было затруднительным, авторами этих работ предложен эмпирический
подход, позволивший на основании статистической обработки экспериме-
нтальных данных оценить энергетические характеристики зарядов ВВ в
различных схемах обработки взрывом сварных стыковых соединений.

В соответствии с развиваемым в этих работах подходом снижение мак-
симальных остаточных напряжений растяжения ДаХ) принято пропорцио-
нальным массе ВВ, приходящейся в данной схеме обработки на единицу
длины шва

(5.136)

где р — определяемый экспериментально показатель эффективности дан-
ной схемы обработки, характеризующий энергоотдачу заряда на 10 МПа
максимальных напряжений растяжения, снятых в результате обработки;
Со — удельная теплота взрыва; р и к — безразмерные коэффициенты, учи-
тывающие соответственно влияние прочности и толщины обрабатывае-
мого материала. В первом приближении к « —д-; 5 = -д-; о° = 250 МПа;
Рнс. 5.65. Результаты измерения ультразвуком ос-
таточных напряжений в пластине стали 14Г2 после
сварки (7) и после обработки взрывом зарядами
гексогена диаметром 4 мм (2) и «змейкой» ДША.
5= 5 см (5)

8° = 10 мм; от и 8, — предел текучести и тол-
щина обрабатываемого соединения соответ-
ственно. В случае линейных схем т под-
считывается непосредственно, для схемы

«змейка» т =	, где Ь — длина «змейки»

Л

с шагом 5 на ширине В1 зоны действия ос-
таточных напряжений растяжения; —
погонная масса ВВ в шнуровом заряде.

Формула (5.136) получена в отсутствие

г, мм

каких-либо предположений о конкретных

механизмах снижения остаточ-

ных напряжений. Она может использоваться для оценки параметров заря-
дов ВВ, необходимых для их снижения до требуемого уровня. Формула
весьма полезна при выборе путей создания оптимальных схем обработки
взрывом сварных соединений. Структура ее такова, что для оценки точно-
сти расчетов удобно пользоваться предложенной в настоящей работе ме-
тодикой неразрушающей тензометрии остаточных напряжений [425]). Как
показали исследования, расчет по формуле (5.136) позволяет прогнозиро-
вать степень снижения пиковых значений остаточных напряжений растя-

жения в стыковых швах низкоуглеродистых и низколегированных сталей
толщиной до 16 мм с погрешностью -20%, которая во многих практи-

ческих случаях вполне приемлема.

На рис. 5.65 приведены эпюры остаточных напряжений в стыковых
соединениях пластин размером 250 х 500 х 12 мм из стали 14Г2 (от =
= 330 МПа). Эпюры получены с использованием неразрушающего ультра-
звукового способа измерения остаточных напряжений [454] до и после
обработки взрывом по двум схемам: «змейка» с шагом 5 см и шнуровые
заряды насыпного гексогена диаметром 4 мм вдоль линий сплавления с
обеих сторон пластины. Ожидаемое снижение максимальных остаточных
напряжений растяжения, полученное по формуле (5.136), составило для
этих схем соответственно 230 МПа и 240 МПа, что хорошо коррелирует с
данными неразрушающей механической тензометрии, если принять оЛ) = от.

Определенные экспериментально значения показателя р для некото-
рых наиболее употребительных схем обработки взрывом сварных соедине-
ний низкоуглеродистой и низколегированной сталей лежат в диапазоне
3...24 Дж/МПа. Установлено, что для различных схем обработки взрывом
значения р могут отличаться на порядок. Наиболее экономична схема
«змейки», высокой эффективностью отличается нагружение полосовым
зарядом низкоимпульсного ВВ, а также некоторыми комбинациями ли-
нейных шнуровых зарядов. Вместе с тем одиночные шнуровые заряды,
как и следовало ожидать, обладают низкой эффективностью действия.
Рис. 5.66. Зависимость результирующих остаточных напряжений растяжения в стыковых
соединениях стали СтЗ от количества шнуров ДША (а) и от толщины сваренного металла
(ф; Д — контрольный эксперимент

Отсюда вытекает важный практический вывод о том, что с точки зрения
повышения эффективности снижения остаточных напряжений целесооб-
разно применять заряды умеренной мощности, но распределенные по воз-
можно большей части зоны действия напряжений растяжения. Этому ус-
ловию отвечают схема «змейка», а также линейные схемы на основе поло-
совых и рационально расположенных шнуровых зарядов ВВ.

На рис. 5.66, а представлены данные исследования влияния количест-
ва линейных шнуровых зарядов (ДША, ДШЭ-12) на интенсивность мак-
симальных остаточных напряжений в сварных стыковых соединениях ста-
ли СтЗ, полученные в результате использования разработанной методики
неразрушающей тензометрии остаточных напряжений (см. подразд. 5.2.4).
Каждая точка на рисунке — усредненный результат измерений остаточных
напряжений в 3...4 пластинах, обработанных взрывом по идентичному ре-
жиму. Схема расположения зарядов (в случае п = 4), предусматривающая
сохранение необрабатываемого участка шва — «эталонной» зоны, ее раз-
меры и типичное устройство измерительных баз для неразрушающей тен-
зометрии на основе полученного ранее выражения (5.22) показаны на
рис. 5.67.

Приращения деформации «эталонных» баз на обеих поверхностях
пластины, обусловленные обработкой взрывом, суммировали и таким
образом получали усредненное по толшине изменение остаточных напря-
жений растяжения. При расчетах принимали установленное по методике
разрушающей тензометрии остаточное напряжение в аналогичных пласти-
нах, не обработанных взрывом, приближенное равенство . Обрабо-
тку взрывом производили, помещая пластины на массивную стальную
плиту, что исключало макродеформацию изгиба. Основным действующим
в

Рис. 5.87. Схема образования «эталонной» зоны при обработке взрывом стыковых сое-
динений по линейной схеме (о), схеме змейка (б, 6) и устройство измерительных баз в
«эталонной» зоне

фактором взрывного нагружения была релаксация напряжений и компо-
нентов напряжений образующегося при этом эффективного напряженно-
деформированного следа. Расстояние между шнурами составляло V
(у = 8...10 мм), они прикреплялись к поверхности пластины севанитовым
клеем 88 (ТУ МХП 1542-69). Несмотря на заметный разброс данных изме-
рений (указан на рис. 5.66, о), обусловленный как погрешностями мето-
дики, так и вариациями эпюр исходных остаточных напряжений в отдель-
ных пластинах, путем статической обработки полученных результатов ус-
тановлено, что экспериментальные точки, соответствующие различным
толщинам металла, укладываются в пределах разброса на веерообразное
семейство кривых, исходящих из точки с координатами (0, 1). В области
п > 6 кривые обнаруживают тенденцию к выходу на асимптотики, свиде-
тельствующую о нерациональности дальнейшего увеличения количества
шнуров. Кривые удовлетворительно аппроксимируются семейством пара-
бол, проходящих через точку (0, 1), и с вершинами, лежащими на ордина-
те с абсциссой п > 8, уравнение которого суть

гт°1

а>-‘ з!-в(81М/ + 1)-,^-л(1б-Я).	(5.137)

От
В ЭТ ВЫ яЖС ИЯХ	риъ. ^.1^, и/, V - 11М1^^Т1|ШГ| р<ы

мер напряженно-деформированного следа (см. рис. 5.52); су°‘ — его эффек-
тивная интенсивность в направлении оси х; (оЛ] и о'(| —- исходные и резу-
льтирующие остаточные напряжения растяжения.

Расчетные кривые, принятые для аппроксимации данных эксперимен-
та, изображены на рис. 5.66, а линиями. Они использованы для графичес-
кого построения зависимости степени снижения напряжений растяжения
от толщины обработанного взрывом сварного соединения. Такие зависи-
мости для различных п (рис. 5.66, б) имеют вид прямых линий, что объяс-
няется линейным характером уменьшения доли напряженно-деформиро-
ванного следа (размер и- на рис. 5.52) в общей толщине пластины, описы-
ваемого выражением, структура которого аналогична выражению (5.138).
Экстраполяция полученных зависимостей к ординате с/Х|о;‘ -1 позволяет
оценить максимальную толщину сварного соединения, при которой одно-
сторонняя обработка детонирующим шнуром ДША или ДШЭ-12 еще ска-
зывается на его напряженном состоянии. В данном случае она составляет
~50 мм. Контрольные эксперименты на сварных пластинах толщиной
45 мм (треугольники на рис. 5.66) показали приемлемость использованной
аппроксимации.

В серии аналогично поставленных экспериментов исследовано влия-
ние на остаточные напряжения шага «змейки», образованной детонирую-
щим шнуром ДША или ДШЭ-12. Схема обработки, способ образования и
размеры «эталонной» зоны показаны на рис. 5.67. Экспериментальные за-
висимости и в этом случае являются криволинейными с асимптотой

- 1 . В области рациональных значений шага (4 < 5 < 14 см) они до-
пускают линейную аппроксимацию пучком прямых, ИСХОДЯЩИХ из точки с
координатами 5= 20...21 см и с'с^=1. Семейство аппроксимирующих
прямых описывается уравнением

(5’]39)

где в’1- эффективная интенсивность напряженно-десЬорМИрФВАННАМ
следа в направлении о«и с (ем, ₽и?.

Функция й(5|) и в данном случае определяется на ОСНОВАНИИ ббрАбОТКИ
экспериментальных данных и? например, при а'=	о;1 = 3, 2у(/+ 1)"^ = 10

эмпирическая зависимость (5.139) приводится к виду

о-* = 1 - 6,7 • Ю-5(5О - 8,)(20 - Я).	(5.140)

я| П|
Рнс. 5.68. Зависимость результирующих остаточных напряжений растяжения в стыковых
соединениях стали СтЗ от шага «змейки» (а) и от толщины сваренного металла (б); Д —
контрольный эксперимент

Прямые (5.140) показаны на рис. 5.68, а пунктиром. Они, как и ранее,
использованы для построения зависимостей о^о"* для 4 < 5< 14 см, экс-
траполяцией которых до ординаты о^о;' = 1 определена предельная тол-
щина пластины, «чувствующая» данный вид обработки.

Она и в этом случае составляет около 45...50 мм. В серии контрольных
экспериментов односторонней обработке по схеме «змейка» с параметрами
А = 6 см и 5 = 4 см (с «оживителем» детонации) подвергали пластины тол-
щиной 45 мм. При этом наблюдали снижение остаточных напряжений
примерно на 10... 15 %, что удовлетворительно согласуется с данными расче-
тов (треугольники на рис. 5.68). Предельная толщина сварного соединения
определяется значением отношения и, как следует из приведенных
данных, для обеих рассмотренных схем предельное значение и^5[1=0,2.
При необходимости снижения остаточных напряжений в стыковых соеди-
нениях пластин, толщина которых > 3 необходимо либо применять
заряды с более высокими параметрами (плотность, скорость детонации, тол-
щина слоя, забивка), либо производить обработку с двух сторон.

Из сравнения данных, приведенных на рис. 5.66 и 5.68 можно заклю-
чить, что обе рассмотренные схемы обладают практически одинаковой
эффективностью, однако схема «змейки» является более экономичной по
удельному расходу детонационного шнура, который в обеих схемах можно
найти по очевидным формулам

ш =

5 + 4Л
л5

(5Л41)
ИЛИ

1,55 + 2Л
л5

(5.142)

при использовании дополнительного оживителя детонации (см. рис. 5.66, б).

В схеме «змейка» основным параметром, определяющим расход шну-
ра, является амплитуда «змейкн», которая обычно выбирается в пределах
0,7 < Л5'1 < 1,5. При условии снижения напряжений растяжения до одина-
кового уровня величины ш и Ш] могут достигать значений 0,6 и 0,75 соот-
ветственно (см. рис. 5.66 и 5.68). Это связано с тем, что, как отмечалось
выше, при нагружении напряженного металла по схеме «змейка» с остаточ-
ными напряжениями может взаимодействовать не полностью релаксиро-
ванный напряженно-деформированный след, а также с тем, что сущест-
венный вклад в эффект снижения остаточных напряжений наряду с релак-
сацией напряжений в УВ вносит деформационный механизм.

Отметим, однако, что линейная схема нагружения шнуровыми заря-
дами является более технологичной при большом объеме взрывных работ,
так как требует применения зарядов простой геометрии. Кроме того, она,
по-видимому, единственно возможная для снятия остаточных напряжений
в сварных соединениях, отличных от стыковых.

Отметим еще одно обстоятельство. Поскольку распределение пЛ1(г)
отличается большой градиенгностью, расположение шнуров в линейной схе-
ме на одинаковых расстояниях (у) друг от друга не является опти-
мальным, в связи с тем, что степень влияния напряженно-деформирован-
ного следа от отдельного шнурового заряда уменьшается по мере удаления
его от максимума остаточных напряжений растяжения. Этим можно объя-
снить нелинейный характер экспериментальной зависимости ~ о', (л) в
отличие от случая идеализированной ступенчатой эпюры остаточных на-
пряжений.

Поэтому для повышения эффективности этой схемы обработки шну-
ры следует концентрировать на участке соединения, где действуют наибо-
льшие остаточные напряжения растяжения, располагая их (в зависимости
от значения величины Д (см. рис. 5.66)) на расстоянии друг от друга, мень-
шем чем к.

В схеме «змейка» распределение заряда в зоне действия напряжений
растяжения является равномерным независимо от ее шага. Поэтому зави-
симость прирашения остаточных напряжений от шага «змейки» для реа-
льных сварных соединений с криволинейной эпюрой остаточных напря-
жений подчиняется закону обратной пропорциональности (2.156), а зави-
симость =0^(5), как н следует из эксперимента (см. рис. 5.68, о), с
достаточной для практических расчетов точностью может быть аппрокси-
мирована линейной функцией вида (5.140).

Схема обработки взрывом сварных образцов из стали СтЗсп размером
400 х 500 х б, мм по линейной схеме зарядами НИЛ-1 приведена на
рис. 5.69, б. В данном случае использованы полосы НИЛ-1 шириной
50 мм и толщиной 5 мм. В средней части заряд имел разрыв шириной -60 мм
Рнс. 5.69. Зависимость результирующих остаточных напряжений растяжения в стыковых
соединениях стали СтЗ от плотности НИЛ-1 (с) и схема образования «эталонной» зоны (б)

Рнс, 5.70. Зависимость результирующих остаточных напряжений растяжения в стыковых
соединениях стали СтЗ от толщины сваренного металла

(«эталонная» зона шва, где изготавливали измерительные базы для нераз-
рушающей тензометрии; рис. 5.69, в). Половинки заряда инициировали с
помощью отрезков ДША. Обработку производили на массивной стальной
плите. Основным механизмом, ответственным за снижение остаточных
напряжений в данном случае является релаксация напряжений, хотя в
эффект их снижения ощутимый вклад вносят деформации удлинения в
направлении оси х [442].

Зависимость относительной величины результирующих остаточных
напряжений от плотности НИЛ-1 приведена на рис. 5.69, а для четырех
значений толщины пластин. Как и в случае обработки шнуровыми заря-
дами, кривые, описывающие эти зависимости, сходятся в точке (0, 1),
причем эффективность обработки непрерывно повышается вплоть до пре-
дельной использованной плотности этого типа ВВ — около 0,7 г/см3.
Проявляется сильная зависимость результирующих остаточных напряже-
ний от толщины обрабатываемого металла.

На рис. 5.70 изображен график = /‘'(б,), полученный при одно-
сторонней обработке сварных пластин полосовым зарядом НИЛ-1 шири-
ной 50 мм при плотности 0,5 г/см3. Результирующие остаточные напряже-
ния быстро возрастают по мере увеличения тол шины металла и при
5, = 40 мм сохраняются практически на уровне исходных. При 5( = 12 мм
напряжения в шве меняют знак и при 51 = 8 мм достигают значения
-0,35оЖ). Это указывает на то, что эффективный компонент о°‘ в напря-
женно-деформированном следе (с учетом влияния деформаций), по край-
ней мере, >0,5от. Столь же быстро уменьшается степень снижения остаточ-
ных напряжений при уменьшении ширины заряда НИЛ-1.
Рис. 5.71. Влияние ширины полосового за-
ряда НИЛ-1 плотностью 0,5 г/см3 на ин-
тенсивность остаточных напряжений рас-
тяжения в стыковых соединениях стали с
пределом текучести -320 МПа

Рис. 5.72. Распределение остаточных на-
пряжений в поперечном сечении стыко-
вых соединений стали СтЗ. Пояснения в
тексте

Кривые, описывающие эти зависимости (рис. 5.71), как и в случае
шнуровых зарядов, близки к параболам вида

«=с(8,)и2 + /)+1>	(5.143)

где / = доД'1 = 4 (см. рис. 5.53), проходящим через точку (0, I) и выходя-
щим на асимптоты, соответствующие различным толщинам металла. Из
рис. 5.71 следует, что для исследованных образцов оптимальным является
заряд, для которого / 0,5. Такой заряд создает напряженно-деформиро-
ванный след в зоне действия наибольших остаточных напряжений растяже-
ния и оказывается достаточным для резкого изменения напряженного сос-
тояния сварного соединения. Дальнейшее увеличение оказывается нера-
циональным по причинам, аналогичным рассмотренным для линейной
схемы на основе шнуровых зарядов.

На рис. 5.72 приведены характерные примеры усредненных по толщи-
не металла эпюр остаточных напряжений в сварных пластинах из стали
СтЗ размером 500 х 400 х 20 мм в исходном состоянии и после обработки
взрывом. Напряжения измерены механическим индикаторным деформо-
метром на базе 20 мм при порезке пластин фрезой на полоски шириной
10...20 мм. Для построения эпюр использованы результаты измерений ос-
таточных напряжений в 2...4 идентичных пластинах. Данные измерений
остаточных напряжений по обе стороны шва усреднены. Кривая / — нс-
Рис. 5.73. Схема расположения из-
мерительных розеток для иссле-
дования распределения остаточ-
ных напряжений по толщине ме-
талла

напряжениях. Степень воз-

ходные остаточные напряжения в пластине
после сварки, 2 — после обработки поло-
сой НИЛ-1-0,69-5 шириной 50 мм, 3 —
после обработки по схеме «змейка» (А -
= 8 см, 5=6 см) с оживителем детонации,
4 — то же пятью шнуровыми зарядами
(ДШЭ-12),

Как отмечалось, напряженное состоя-
ние в создаваемом локальным взрывным
нагружением напряжен но-деформи рован -
ном следе близко к двухосному, причем
су°1 = ст°1. Из этого следует, что образова-
ние следа должно благоприятно сказывать-
ся как на продольных, так и на попереч-
ных относительно сварного шва остаточных

действия обработки взрывом на поперечные остаточные напряжения —
стг1 исследована на сварных пластинах размером 500 х 400 мм двух тол-
щин — 8 и 24 мм. В центральной части образцов в состоянии после свар-
ки или обработки взрывом изготавливали пять измерительных розеток с
базами 10 мм, ориентированными вдоль осей хи (рис. 5.73). Разгрузку
металла от остаточных напряжений производили путем сквозной осверлов-
ки розеток пустотелым сверлом, оставляя столбик диаметром 14 мм. Пока-
зания деформометра при измерении в розетках 7, 2 и 3 усредняли; розетки
4 и 5 были контрольными.

Результаты измерений сведены в табл. 5.8. Они подтверждают предпо-
ложение о положительном и существенном влиянии обработки взрывом
на оба компонента сварочных остаточных напряжений.

Обращает на себя внимание то, что при всех исследованных схемах
нагружения сохраняется примерная пропорциональность между результи-
рующими продольными (оЛ]) и поперечными (ог() остаточными напря-
жениями, причем для практических оценок можно пользоваться соотно-
шением [464]

</о;Л1 = М^)_1^2-”4.	(5.144)

Из приведенных выше рисунков видно, что после обработки взрывом
усредненные по толщине металла результирующие остаточные напряже-
ния быстро возрастают при увеличении 8,. Это указывает на то, что оста-
точные напряжения распределены по толщине обработанных взрывом
сварных соединений весьма неравномерно. Это, как указывалось, связано
с конечной глубиной и' создаваемого взрывом напряженно-деформирован-
ного следа. При резке пластин на полоски они приобретают остаточный
прогиб (полоска со швом — до 4 мм при толщине соединения > 20 мм),
примерно соответствующий их деформации при чистом изгибе под дей-
ствием изгибающего момента, вызывающего максимальные нормальные
напряжения, равные полусумме остаточных напряжений, измеренных на
обеих поверхностях полоски.
Таблица 5.8. Соотношение между снижением продольных и поперечных остаточных
напряжений при обработке взрывом, МПа

Схема обработки взрывом	°*1					%	<4
	1	2		1	2	1	2
Без обработки	280	260		ПО	140	2,55	1,86
По схеме «змейка» А = 5 = 80 мм	26	120		л	66	2,74	1,82
По линейной схеме  4 ДША	-34	90		-12	47	2,8	1,92
НИЛ-1-0,5-5  50 = 50 мм	-95	84		-38	40	2,9	2,1

Примечание, Размер пластины, мм: 1 — 300x200x5; 2 — 500x400x24.

На рис. 5.74 показаны эпюры приращений остаточных напряжений в

результате обработки взрывом, полученные с использованием неразрутаю-

щей тензометрии, и эпюры результирующих остаточных напряжений, изме-
ренных способом релаксационной тензометрии на 10 мм (разрезка фрезой
на полоски) в сварной пластине стали СтЗ толщиной 30 мм. Эти эпюры
изображены слева и справа от оси ординат соответственно. Пластины обра-
батывали по схеме «змейка» двумя ДШ (А = 5 = 6 см) в специальной кассе-

те, предотвращавшей деформацию изгиба пластины при взрыве (кассеты
использованы при обработке взрывом всех образцов данной серии).

Приращения напряжений,
измеренные на обработанной
взрывом поверхности пласти-
ны и противоположной (кри-
вые 3' и 2' соответственно),
резко различаются. Их алгеб-
раическая сумма с напряжени-
ями в исходном состоянии ве-
сьма близка данным измерений
остаточных напряжений мето-
дом разрушающей тензометрии
на соответствующих поверх-
ностях пластины (кривые 3 и
2), причем напряжения на по-
верхности, обработанной взры-
вом, изменили знак, тогда как
усредненные по толщине ме-

Рис. 5.74. Распределение остаточных
напряжений в поперечном сечении
стыковых соединений стали СтЗ;

1 — исходные остаточные напряжения; 2 —
результирующие остаточные напряжения на
поверхности, обработанной взрывом («змей-
ка» А я 3 я б см); 3 — то же на обратной
стороне; 2' и Г — приращения остаточных
напряжений а результате обработки взрывом
Рис. 5.75. Распределение усредненных
по толщине металла исходных (7) и
результирующих (2) остаточных напря-
жений в поперечном сечении стыковых
соединений стали СтЗ толщиной 25 мм
на различном удалении Ь от поверхнос-
ти обработки взрывом

таяла остаточные напряжения рас-
тяжения в шве (кривая 4) снизи-
лись только до -0,3 исходных.
Такой характер изменения оста-
точных напряжений на противо-
положных сторонах пластины
свидетельствует о весьма нерав-
номерной «проработке» металла

достаточно толстых сварных сое-
динений.

Распределение остаточных на-
пряжений по толщине металла
после обработки взрывом ис-
следовали на пластинах из стали
СтЗ размером 500 х 400 х 25 мм со стыковым швом, полученным автома-
тической сваркой под флюсом, по методике работ [231, 465], которая ос-
нована на решении задачи теории упругости о концентрации напряжений
у круглого отверстия в бесконечной пластине [231]. Она состоит в следу-
ющем. В пластине изготавливаются измерительные розетки с базами раз-
мером 20 мм, ориентированными вдоль осей х и В центре розеток вы-
полняется сквозное отверстие диаметром 7 мм с тщательно (разверткой)

обработанной поверхностью.

В исходном состоянии измеряется диаметр отверстия на фиксирован-
ных расстояниях от поверхности обработки взрывом специальным дефор-
мометром-нутромером [465], а также поверхностные базы в виде розеток.
После обработки взрывом («змейка» с «оживителем», А = 5 = 6 см) из плас-
тины вырезаются столбики, содержащие розетки и отверстия, в столбике
протачиваются наружные канавки, разгружающие кольца толщиной -4...6 мм

от взаимосвязи, и производятся повторные замеры диаметра отверстия по-
средине толщины каждого кольца на том же расстоянии от поверхности об-
работки. Результирующие напряжения определяют по соответствующим фо-
рмулам [231] теории упругости. Эта же пластина в дальнейшем разрезалась на
«гребенку» и обычным методом релаксационной тензометрии измерялись
средние по толщине остаточные напряжения. Результаты измерений приве-
дены на рис. 5.75, из которого видно, что по мере удаления от поверхности
обработки остаточные напряжения непрерывно увеличиваются и на глубине
несколько большей -20 мм сохраняются практически на уровне исходных.
Характер изменения максимальных напряжений растяжения с увеличением
расстояния от поверхности обработки взрывом показан для этого случая кри-
вой 3 на рис. 5.79 [465].


Рис. 5.76. «Кассетный» образец для исследования распределения остаточных напряже-
ний по толщине сваренного металла после обработки взрывом

Рис. 5.77. Распределение остаточных напряжений по толщине «кассетного» образца пос-
ле обработки взрывом по линейной схеме (?) и «змейкой» в один (2) и три (3) ДША

С аналогичной целью выполнены исследования на трехстержневых
образцах из стали СгЗсп с сгт - 280 МПа (рис. 5.76). После нагрева центра-
льного стержня газовой горелкой в каждой из пластин создавалось остаточ-
ное одноосное напряженное состояние, причем напряжения в централь-
ном стержне <тХ) = 280 МПа и в крайних оЛ( = 140 МПа. Значение этих на-
пряжений определяли (механический деформометр с базой 10 мм) по уп-
ругой деформации крайних стержней до и после нагрева центрального
стержня, а значение результирующих напряжений в нем — по его дефор-
мации при разрезании стержней. Перед обработкой взрывом 14... 16 шли-
фованных пластин тщательно, без зазоров, собирали в пакеты в специаль-
ном зажимном приспособлении, что позволяло имитировать сварное со-
единение со ступенчатой эпюрой одноосных остаточных напряжений с
заранее известным распределением их по толщине металла. Центральные
стержни подвергали взрывному нагружению отрезками ДШЭ-12, имити-
руя линейную схему (шнур вдоль оси стержня) и схему «змейка* (один и
два шнура поперек стержня). После обработки взрывом пакет разбирали и
измеряли остаточные напряжения в каждой из пластин. Усредненные
данные измерений остаточных напряжений растяжения в 2...3 пакетах
приведены на рис. 5.77. Экспериментальные точки ложатся на прямые ли-
нии до 5) = 18 мм. Отклонение от линейной зависимости при > 18 мм
связано с изменением геометрии (плоскостности) нижних пластин пакета,
вызванным нарушением акустического контакта между опорной плитой и
пакетом, обусловливающим возникновение отраженных волн разгрузки.

Полученные линейные зависимости в рассматриваемом идеализиро-
ванном случае ступенчатой эпюры исходных остаточных напряжений (ма-
териал со своеобразной «памятью») можно трактовать как распределение
эффективной интенсивности создаваемого детонирующим шнуром напря-
женно-деформированного следа по толщине низкоуглеродистой стали с
от = 250...300 МПа. Уравнения (5.138) и (5.140) удовлетворительно описы-
вают эти результаты при следующих значениях входящих в них парамет-
ров: оХ| = от; о®1 = о®1 = а'от; / = 0,5; / = 1; V ~ 8 мм; а' = 2 (линейная схе-
ма) и а' - 3 (схема «змейка»); у2 = 1,5

В следующей серии экспериментов сварные пластины из стали СтЗ
размером 500 х 400 х 30 мм после обработки взрывом (линейная схема из
четырех шнуров ДША и схема «змейка» с А = 6, 5=5 см) разделяли по
срединной плоскости с помощью ан одно-механической резки на две по-
ловинки толщиной 12...14 мм: половинку Д содержащую поверхность, кон-
тактировавшую с зарядом ВВ, и НВ — противоположную, В каждой из по-
лученных половинок методом разрушающей тензометрии механическим
деформометром с базой 100 мм измеряли остаточные напряжения, макси-
мальная величина которых в исходном состоянии пластин составляла
260...270 МПа (рис. 5.78). На этом рисунке 1 — остаточные напряжения в
исходном образце, 2 — остаточные напряжения после расчленения плас-
тины по толщине в половинке с поверхностью, не обработанной взрывом,
3 — то же, после обработки взрывом по линейной схеме, 4 — то же по
схеме «змейка» (А = 6, 5=5 см), 3' и 4' — усредненные остаточные нап-
ряжения по толщине нерасчлененной пластины после обработки взрывом
по соответствующим схемам. Можно видеть, что после обработки взрывом
пластин по обеим схемам в половинках НВ, усредненные по их толщине
остаточные напряжения снизились не более, чем до 80...85 % исходных. В
то же время в половинках В происходит значительное уменьшение остаточ-
ных напряжений даже с изменением их знака. Отсюда следует, что глуби-
на «проработки» взрывом напряженного металла применительно к данным
образцам составляет ~15 мм и одинакова для обеих схем обработки взры-
вом. Заметим также, что значения остаточных напряжений в поверхност-
ных слоях пластины, полученные способом неразрушающей тензометрии,
хорошо коррелируют с результатами измерений с использованием разру-
шающего способа в половинках В и НВ пластин (см. рис. 5.78, кривые 2 и
4). Совпадают и значения усредненных по суммарной толщине пластин
остаточные напряжения растяжения в шве (точки 3' и 4').

На рис. 5.79 сведены результаты сериальных экспериментов по иссле-
дованию зависимости изменения остаточных напряжений, измеренных спо-
собом неразрушающей тензометрии на базе 10 мм на двух сторонах свар-
ных пластин низкоуглеродистой стали с от = 260 МПа после обработки
взрывом («змейка» ДШЭ-12 с «оживителем» детонации, А = 6, 5 = 4 см),
от толщины металла. Кривая 7 соответствует данным измерения остаточ-
ных напряжений со стороны обработки взрывом, кривая 4— с противопо-
Рис. 5.78. Распределение остаточных напряжений в стыковом соединении стали СтЗ

Рис. 5.79. Зависимость относительного приращения в результате обработки взрывом ма-
ксимальных остаточных напряжений растяжения от толщины сварного соединения. Пояс-
нения в тексте

ложной. Кривой 2 показаны средние по толщине металла остаточные на-
пряжения, а кривой 3 — их распределение по толщине образца. Обе кри-
вые носят асимптотический характер. Остаточные напряжения на обрабо-
танной взрывом поверхности стремятся к предельному значению ~0,2стХ(,
а на противоположной — к оЛ|, т. е. при 81 > 30 мм они остаются практи-
чески на исходном уровне. По мере уменьшения 6, кривые / и 2 быстро
сближаются, а в точке с абсциссой 8 мм пересекаются.

Координаты этой точки характеризуют эффективную глубину (см.
рис. 5.52) напряженно-деформиро ванн ого следа и его эффективную мгно-
венную интенсивность о®1 = а'ат, где а' — введенный ранее коэффициент
приведения, определяющий эффективную интенсивность следа, соответст-
вующую данной схеме обработки. Используя выражение (5.76), находим,
что/- 0,3, а' = 3 при V = 1 см. Таким образом, можно считать, что в данном
случае (нагружение низкоуглеродистой стали с от = 250...300 МПа детони-
рующим шнуром марок ДША или ДШЭ-12 по схеме «змейка») эффектив-
ные размеры напряженно-деформированного следа составляют V <
10 мм, и» > 8 мм, а его эффективная интенсивность определяется коэффи-
Рнс. 5.80. Схема, иллюстрирующая влияние
понижения температуры на эффективность
снижения остаточных напряжений путем об-
работки взрывом

циентом приведения а" = 3. Эта ме-
тодика может быть рекомендована для
исследования особенностей следа в
других материалах, при использова-
нии зарядов иной геометрии, ВВ с
различными параметрами и т. п.

Обратимся еще раз (см. подразд.
5.2) к оценке влияния низких клима-
тических температур на эффектив-
ность снижения остаточных напря-
жений. Интерес к таким исследова-
ниям связан с возникающей зачастую
практической необходимостью выпол-
нения операции обработки взрывом

натурных металлоконструкций при

отрицательных климатических температурах.

Уже первые эксперименты по обработке взрывом сварных соедине-
ний при пониженных температурах, выполненные в лабораторных [343,
450] и производственных (Уральский и Богословский алюминиевые заво-
ды, 1971 г.) условиях указали на существование зависимости ее эффек-
тивности от температуры. Так, понижение температуры образца из стали
14Г2 от +20 до -40 °С потребовало почти двукратного увеличения интен-
сивности обработки для снижения остаточных напряжений до одинако-
вого уровня [462]. Зависимость эффективности обработки от температуры,
как отмечалось в работах [343, 450], обусловлена температурной чувстви-
тельностью предела текучести, основные черты которой рассмотрены в гл. 2.

Увеличение предела текучести с понижением температуры приводит
(рис. 5.80) к смещению линии в положение С'С', так что состояние
текучести достигается в точке С', а последующая разгрузка от состояния Ъ'
приводит к образованию напряженно-деформированного следа, мгновенная
интенсивность которого характеризуется точкой Р, лежащей правее Р.

Зависимость интенсивности напряженно-деформированного следа от
предела текучести как функции температуры может быть получена из
(5.48) в виде

о, 1-2у
ст; =------ст,-ст,

I -V

что дает линейную связь между результирующими остаточными напряже-
ниями и функцией стд(Т). Для обеспечения одинаковых результатов об-
работки требуется существенное увеличение интенсивности нагружения
о СТ1)

(пропорциональное отношению К = —-—). Так, по данным работы [403],
динамический предел текучести (ё = 2  102 с1) низкоуглеродистой стали при
-80 -60 -40 -20 ОСС

Рис. 5.81. Зависимость относительного приращения
остаточных напряжений растяжения после обработки
взрывом в сварной пластине из стали СтЗ (?) и ее
предела текучести (2) от температуры

Г=-78 °С возрастает в 1,8 раза, чему соот-
ветствует такое же возрастание су.

На рис. 5.81 приведена эксперименталь-
ная зависимость изменения остаточных на-
пряжен ий от те м пературы, при которой
производилась обработка взрывом сварных
пластин из стали СтЗ толщиной 10 мм иден-
тичными зарядами по схеме «змейка» (ДША,
>4 = 6, 5=7 см) [430]. Образцы со смонтиро-

ванными зарядами укладывали в решетку
специального сосуда и охлаждали с помощью сухого льда. Температуру
измеряли спиртовым термометром с погрешностью до ±1 °С. Время пере-
носа охлажденных образцов во взрывную камеру и их подготовки к взрыву
не превышало 2 мин, что гарантировало соответствие их температуры из-
меренной. На том же рисунке для сравнения штриховой линией дана за-
висимость [403] статического предела текучести исследованной стали от

температуры.

Из приведенных данных вытекает важный практический вывод о не-
обходимости коррекции режимов взрывного нагружения сварных соеди-
нений с учетом температурных условий обработки.

Другие виды сварных соединении

Важной отличительной особенностью обработки взрывом
является применимость ее для снятия остаточных напряжений в сварных со-
единениях практически любых конструктивных исполнений и геометрии. Эго
обусловлено возможностью создания локальным взрывным нагружением в
эонах действия остаточных напряжений растяжения интенсивных напряжен-
но-деформированных следов, напряженное состояние которых близко к двух-
осному сжатию, а взаимодействие с напряжениями в ближней н дальней эо-
нах взрыва приводит к резкому уменьшению общей напряженности сварного
соединения.

В отличне от стыковых соединений остаточное напряженное состоя-
ние (распределение остаточных напряжений в объеме металла) соедине-
ний других видов (нахлесточные, угловые, фланговые, лобовые, пересека-
ющиеся и другие швы) в гораздо большей степени зависит от вида сварки,
геометрии швов, последовательности их выполнения и т. п. [346, 413]. По-
этому, несмотря на существование определенных закономерностей в фор-
мировании напряженного состояния таких соединений, для наиболее эф-
фективного применения обработки взрывом в каждом конкретном случае
необходимо тщательное предварительное его изучение. В связи со слож-
ным характером распределения этих напряжений в объеме металла для
этого не всегда оказываются приемлемыми традиционные способы их раз-
рушающей (релаксационной) тензометрии, хотя они и позволяют получить
Рис. 5.83. Схемы обработки взрывом
сварных соединений приварки патрубка:
1 — основная, 1' и 1" — варианты

Рис. 5.82. Траектории главных остаточ-
ных напряжений в пластине с вваренным
патрубком [454, 473]

наиболее достоверную информацию.
В таких случаях особенно целесооб-

Рис 5.84 Распределение остаточных напря-
жений в пластине с приваренным флан-
цем в исходном состоянии (1 и 2) и пос-
ле обработки взрывом (1' и 2') по схеме
7 (см, рис, 5,83):
1 — ст,; 2 — сти

разно использование неразрушающих
физических методов исследования, с
помощью которых можно изучить спе-
цифику напряженного состояния ме-
талла и определить не только наибо-
лее подходящие места соединения,
подлежащие обработке взрывом, но
и рационально выбрать методику ре-
лаксационной тензометрии для более
детальной оценки эффективности про-
изведенной обработки.

С этой целью нередко использует-
ся метод неразрушающей магнито-
упругой тензометрии, в том числе, на-
пример, с четырехполюсным датчиком
магнитной анизотропии ДМА-5 [454,
460], с помощью которой для иссле-
дованных образцов в исходном состо-
янии получены траектории главных
нормальных напряжений (изостат).

На рис, 5,82 представлены изо-
статы алгебраически большего глав-
ного напряжения для пластины из
стали СтЗ размером 500 х 500 х 10 мм
с вваренным ручной сваркой патруб-

ка диаметром 100 мм и толщиной 10 мм. Они представляют собой систему
радиальных линий вблизи патрубка, переходящих на удалении -60 мм от
него в семейство спиралей, что указывает на изменение в этой зоне знака
наибольших остаточных напряжений, распределение которых, как можно
видеть из рисунка, в данном случае имеет центральную симметрию. С уче-

том этого для получения количественных данных применена методика ре-
лаксационной тензометрии с использованием розеток с базами размером
20 мм для механического деформометра, ориентированных вдоль направле-
ния действия радиальных (сгг) и окружных (сг0) остаточных напряжений.


Рнс, 5,85. Схемы обработки взрывом
угловых швов приварки ребер:

1 — основная; 2 — дополнительная (за-
ряд на ребре)

Особенности распределения остаточ-
ных напряжений определяют рациона-
льную схему (7) обработки, приведен-
ную на рис. 5.83, шнуровыми зарядами
(ДША), размещенными внутри патрубка
и производящими экспандирование ме-
талла, претерпевшего усадку в процессе
сварки. Укажем также вариант (/) обра-
ботки соединения по линейной схеме,
при которой эффект снижения остаточ-
ных напряжений достигается за счет со-
здания напряжен но-деформиро ванного
следа в зоне действия напряжений рас-
тяжения в пластине, а также схему Г\

позволяющую воздействовать на и их в патрубке. Эти схемы также облада-
ют высокой эффективностью.

Эпюры остаточных напряжений в пластинах с вваренным патрубком
до и после обработки взрывом по первой схеме изображены на рис. 5.84,
где приведено также расположение измерительных розеток. В результате
обработки взрывом максимальные остаточные напряжения растяжения
вблизи зоны сплавления уменьшаются более чем в 4 раза, до 50...70 МПа.
При обработке по второй схеме (два шнура ДША) результирующие нап-
ряжения растяжения снижаются до 80...100 МПа, т. е. примерно втрое.

Сварные соединения с угловыми швами приварки длинных и корот-
ких (рис. 5.85) ребер обрабатывали по линейной схеме шнуровыми заря-
дами (ДША), располагавшимися вплотную или на расстоянии V друг от
друга, начиная от линии сплавления на пластине. Количество шнуров на-
значается таким же, как и в случае обработки стыковых соединений, в за-

висимости от толщины пластины.

При 8] = 62 > 16 мм и высоте ребра >50 мм рекомендуется использо-
вать дополнительные заряды, размещенные у линии сплавления на ребре
(рис. 5.85). Нахлесточные соединения значительной протяженности реко-
мендуется обрабатывать по линейной схеме зарядами, расположенными по
контуру линии сплавления, и выбирать заряд, исходя из приведенной то-
лщины стыкового соединения 8Я = 8, + 0,582, где 32 — толщина накладки,
причем 32 = 8|.

При 82 > 8, рекомендуется также использовать дополнительный заряд, раз-
мещаемый по катету шва и на торце накладки, количество шнуров в котором
определяется (как для стыкового шва) ее толщиной. На рис. 5.86 показаны
кривые распределения остаточных напряжений о'х вдоль оси г и вдоль оси

х в пластине из стали СтЗ размером 500 х 500 х 18 мм с приваренным ребром
толщиной 12 и длиной 100 мм до и после обработки взрывом тремя шнуровы-
ми зарядами (ДША), расположенными по схеме 1 (см. рис. 5.85).

Для обработки мест локализованного теплового воздействия (точечная
наплавка или нагрев, имитирующий, например, касание электродом) ис-
пользуются три схемы расположения заряда: схема «змейка», линейная
схема или спиралеобразный заряд. Параметры заряда в схеме «змейка» на-
Рис. 5.86. Распределение оста-
точных напряжений в пластине с
приваренным коротким ребром
(штрих) в исходном состоянии и
после обработки взрывом (кри-
вые) по схеме рис. 5.85:
1 — оД*); 2 — оДх)

значаются по аналогии с
обработкой стыковых со-
единений в зависимости
от толщины металла и
размеров пятна теплового
воздействия. При этом А =
= 1,5^ и 0,55л = 1,5^, где
д — размер пятна; л —
число шагов «змейки».

Техника обработки пересекающихся стыковых швов не вызывает затруд-
нений. Для этого используются схемы и параметры зарядов, рассмотренные в
подразд. 5.5.1. Непринципиально — одновременно или последовательно про-
изводится обработка взрывом. Существенно при одновременной обработке
обеспечить безотказную детонацию зарядов, расположенных на различных
швах, для чего необходимо при соединении зарядов и выборе системы их
инициирования руководствоваться общими правилами обращения с ВВ.

Наконец, при обработке стыковых швов, соединяющих металл различ-
ной толщины (5] и 62), можно применять как линейную схему, так и схему
«змейка». В случае линейной схемы количество шнуровых зарядов, укла-
дываемых на каждую из сваренных пластин, назначается сообразно их тол-
щине, а шаг «змейки» (для приведенной толщины) 5„ = 0,5(5, + 62).

Представленные результаты свидетельствуют о больших возможностях
обработки взрывом для снятия остаточных напряжений в разнообразных
сварных соединениях листовых конструкций и указывает на достаточную
универсальность данной технологии [466].

5.8.2.	Эффективность обработки взрывом сварных
швов крупногабаритных осесимметричных
конструкций

В основе механизма снятия остаточных напряжений в коль-
цевых швах крупногабаритных осесимметричных конструкций лежит экспа-
ндирование стенки взрывом накладного заряда ВВ, размещенного на внут-
ренней поверхности конструкции в зоне действия напряжений растяжения.
Расчетная формула для определения параметров зарядов В В — шнуров, раз-
мещаемых по винтовой линии или по «змейке», получена в подразд. 5.5.2 и
имеет вид

5 = 25' = 2^^0(8^те^У^,	(5.145)

где 5 и 5' — шаг укладки шнурового заряда по «змейке» и винтовой ли-
нии соответственно. Особенностью этой формулы является отсутствие за-
висимости параметров заряда от радиуса, что справедливо для тонкостен-
ных конструкций, т. е. при Л8^' > 10 [129], а по данным работы [300] —
при Й8[‘ > 20.

Цель исследований состояла в установлении принципиальной возмож-
ности и оценке эффективности применения обработки взрывом для сня-
тия остаточных напряжений в сварных крупногабаритных баках — деком-
позерах, используемых в качестве технологического оборудования при
производстве глинозема по способу К.П. Байера [380].

Кроме того, экспериментально, по данным измерения несколькими
способами остаточных напряжений, проверяли достоверность расчетной
методики определения параметров накладных шнуровых зарядов ВВ при
различных их конфигурациях. Исследования выполнены главным образом
в процессе опытно-промышленной проверки и внедрения технологии об-
работки взрывом сварных соединений декомпозеров на Уральском, Бого-
словском, Павлодарском и Днепровском алюминиевых заводах, где произ-
водилась обработка кольцевых монтажных швов декомпозеров диаметром
7,8...9,0 м с толщиной стенки 8.„22 мм [467]. В качестве основной была
принята конфигурация шнурового заряда ВВ (ДША) в виде «змейки», ам-
плитуда которой составляла А = 1,5Д (см. рис. 5.53) (при принятых режи-
мах ручной сварки монтажных швов декомпозеров = (5...8)81, а шаг 017 ’
ределялся по формуле

5' = 158[1.	(5.146)

Из этих соотношений с помощью выражений (5.77), (5.78) находили уде-
льный расход шнура, в зависимости от толщины обрабатываемого металла,

7 = уш'+1Х.	(5.147)

где и /э — длины шва и заряда соответственно; 4 — приведенная тол-
щина (см) обрабатываемого сварного соединения, определяемая по фор-
муле 8П = 0,5(8, + 82).

При использовании «змейки», образованной двумя шнурами, достато-
чным оказывается 5 = 258”1, так что

/= 1 +1,232п,	(5.148)

а для «змейки» с оживителем 5 = 208“1 будет

/ = 1,5 + 0,758*.	(5.149)

Параметры «змейки» для обработки вертикальных сварных швов (полу-
ченных как ручной, так и автоматической сваркой), а также параметры за-
рядов для обработки сварных соединений других видов определяли в соот-
ветствии с рекомендациями, изложенными выше. Шнур прикрепляется к
стенке декомпозера севанитовым клеем 88 (ТУ МХП 1542-69) и инициирует-
ся в нескольких точках таким образом, чтобы обеспечивалось симметричное
нагружение конструкции, для чего используется надлежащее количество
проводников детонации и так называемые фальшзаряды [467].
Остаточные напряжения в сварных соединениях декомпозеров после
сварки и обработки взрывом измеряются на внутренней поверхности спо-
собами неразрушающей ультразвуковой [468], магнитоупругой [454] и ме-
ханической [425] тензометрии, а также по методике Московского высшего
технического училища им. Н.Э. Баумана [469] — одной из разновидностей
метода разрушающей тензометрии [470], каждый из которых применялся
либо самостоятельно, либо в сочетании с другими методами. Методом раз-
рушающей тензометрии остаточные напряжения исследовались преимуще-
ственно в шве и зоне термического влияния, где действуют максимальные
растягивающие напряжения, во избежание чрезмерных повреждений ос-
новного металла корпуса декомпозера.

Установлено, что в результате обработки взрывом кольцевого шва де-
композера, соединяющего царги (монтажные блоки) толщиной 14 и 16 мм
(«змейка» ДША, А = 5- 10 см), продольные (действующие вдоль оси шва)
остаточные напряжения в ОШЗ уменьшаются примерно в 4,7 раза до
-15 МПа. Если допустить, что такие же остаточные напряжения действуют
и в шве, то полученный результат находится в хорошем соответствии с
данными расчета по формуле (5.145). Одновременно с уменьшением про-
дольных остаточных напряжений отмечается существенное уменьшение
поперечных напряжений.

Для сравнения эффективности снижения остаточных напряжений об-
работкой взрывом и местным высоким отпуском по методу так называе-
мого кольцевого перемещающегося нагрева [471], использованным для
снятия остаточных напряжений в корпусах декомпозеров Богословского
алюминиевого завода (Краснотурьинск Свердловской обл.), проведены
сопоставительные измерения этих напряжений тем же способом. Результа-
ты измерений [468] показывают, что местная термообработка позволяет
снизить продольные остаточные напряжения растяжения до -50 МПа, а
по данным работы [43] — до 15...20 МПа, т. е. до того же уровня, что и
обработка взрывом по расчетному режиму. В серии контрольных экспери-
ментов на УАЗе сравнивались результаты измерений остаточных напряже-
ний в одних и тех же местах шести монтажных швов четырех декомпозе-
ров методами ультразвуковой и разрушающей тензометрии. Эти экспери-
менты показали, что применение ультразвукового метода на декомпозерах
может быть сопряжено со значительными погрешностями, тогда как дан-
ные разрушающей тензометрии являются достаточно стабильными и сви-
детельствуют о значительном снижении остаточных напряжений.

Статистическая обработка данных измерений остаточных напряжений
в -100 точках дала их средние значения в кольцевом шве: продольные —
+25 МПа, поперечные — -60 МПа (до взрыва соответственно 175 и
195 МПа); в ОШЗ (на расстоянии -15 мм от линии сплавления): продоль-
ные — +10 МПа, поперечные 4...-15 МПа. Эти данные позволили сде-
лать вывод о том, что расчет параметров «змейки» по формуле (5.145) дает
возможность с достаточной для практики точностью прогнозировать резу-
льтаты обработки взрывом.

Большой объем тензометрических исследований выполнен в процессе
обработки взрывом уникальных по объему декомпозеров диаметром Юме
Ага 5.57. Распределение продольных (осевых)
остаточных напряжений в районе вертикаль-
ного шва декомпозера:

1 — после сварки; 2 — после обработки взрывом
(45 -- участок нарушения режима обработки взрывом)

толщиной сваренного металла до
22 мм Павлодарского алюминие-
вого завода. Магнитоупругим ме-
тодом измерялись продольные ос-
таточные напряжения в наиболее
нагруженных нижних поясах де-
композеров на внутренней поверх-
ности в ОШЗ на удалении -15 мм
от линии сплавления с обеих
сторон вертикальных и кольце-
вых швов в районе их пересече-
ния на участках длиной до 0,5 м.
После сварки максимальные нап-
ряжения растяжения достигали
260 МПа, а в результате обработ-
ки взрывом они уменьшались до

15...20 МПа. Усредненные результаты измерения остаточных напряжений
в вертикальном шве представлены на рис. 5.87. Наблюдали определенный
разброс данных, связанный, по-видимому, с влиянием пластических де-
формаций металла, вызванных силовым воздействием в процессе монтажа
декомпозера. Однако выявляется характерное распределение остаточных
напряжений: в состоянии после сварки они достигают наибольших значе-
ний (-200 МПа) в местах сопряжения с кольцевыми швами и плавно уме-
ньшаются до -100 МПа на расстоянии около 400 мм от них. После обрабо-
тки взрывом (Зп = 20 см, «змейка» с оживителем, А = 8 см, .У = 6 см) в местах
пересечения швов они составляют -20 МПа, а на расстоянии 50 мм меня-
ют знак, достигая значения -40 МПа. Специальные измерения остаточных
напряжений в сечениях, нормальных к вертикальному шву на различных
удалениях от кольцевого шва, позволили установить, что напряжения сжа-
тия с удалением от оси вертикального шва быстро уменьшаются, перехо-
дят в растягивающие значением до 70 МПа, а далее снова становятся
сжимающими (около 30...40 МПа).

В ОШЗ кольцевых швов остаточные напряжения существенно мень-
ше, чем в вертикальных швах и, как показали измерения, не превышают
120 МПа. После взрыва (5П = 20 см, «змейка» с оживителем детонации,
А = 12 см, 51 - 10 см) остаточные напряжения — преимущественно сжима-
ющие и имеют значение в пределах разброса данных от 70 до 100 МПа.
Среднее по результатам 45 измерений их значение составляет 20 МПа, что
находится в хорошем соответствии с прогнозом, например по формуле
(5.136). Вместе с тем отклонение режимов обработки от расчетных приво-
дит к резкому снижению ее эффективности (см. рис. 5.87, участок АВ).

Наряду с магнитной тензометрией при проведении этих исследований
прошла широкую апробацию в производственных условиях на натурных
конструкциях предложенная в ИЭС НАН Украины методика неразруша-
ющей тензометрии напряжений растяжения после обработки взрывом (см.
подразд. 5.2.1) вертикальных и кольцевых швов. Измерительные базы
(10 мм) изготавливали путем кернения двумя кернами с углом при верши-
нах 60" и 90". Приращения деформаций баз измеряли механическим инди-
каторным деформометром с точностью 10'3 мм/мм, Установленные эмпи-
рически продольные (вдоль шва) размеры «эталонной» зоны составляли:
для вертикальных швов — 70...80 мм, для кольцевых — 200...250 и даже
300 мм. Такое различие обусловлено тем, что создаваемая экспандирова-
нием пластическая деформация распределена более равномерно вдоль
шва, и в меньшей степени зависит от локальных нарушений режима наг-
ружения, связанного с образованием «эталонной» зоны. Сравнение дан-
ных измерений остаточных напряжений этим методом и методами магни-
тоупругой и разрушающей тензометрии показало их удовлетворительное
совпадение; расхождение, как правило, не превышало 0,15от. Достоинст-
вами методики являются простота, оперативность и нечувствительность ее
к влиянию многих факторов, сказывающихся на достоверности измерений
физическими методами тензометрии.

Важным результатом исследований остаточных напряжений в обрабо-
танных взрывом сварных соединениях натурных металлоконструкций ста-
ло установление высокой степени воспроизводимости эффекта обработки
взрывом. При правильном выборе параметров заряда ВВ обработка взры-
вом приводит к снижению остаточных напряжений растяжения до задан-
ного уровня, практически независимо от их исходного значения. Это поз-
воляет существенно снизить объем тензометрии остаточных напряжений и
контролировать эффективность произведенной обработки взрывом пред-
варительно исследованных сварных соединений косвенно — по соответст-
вию отпечатков заряда ВВ на металле его расчетным параметрам: т. е. по
амплитуде и шагу «змейки».

Расположение шнуровых зарядов по винтовой линии при обработке
кольцевых швов крупногабаритных осесимметричных металлоконструкций
на практике заменяется параллельной укладкой шнуров. Количество их
рассчитывается по формуле (5.85) и округляется до целого (при 3[ < 10 мм
всегда 5' = 10 см). Однако, как показали исследования [43], удобнее опре-
делять не 5', а количество п' шнуров, приходящихся на ширину зоны
действия исходных остаточных напряжений растяжения. При этом на ос-
новании экспериментов можно получить эмпирическую формулу

л'= 1^(0,5...ода; а1,
Л

в которой 8П берется в сантиметрах. Оптимальное расстояние между шнура-
ми составляет у...2у, причем большие расстояния относятся к 8П > 16 мм.
Обработка кольцевых швов по линейной схеме зарядами с указанными
параметрами по эффективности практически не уступает обработке по
схеме «змейка». Линейная схема, несомненно, более технологична при
производстве массовых взрывных работ. Однако если не представляется
возможным использовать шнуровые заряды с различными параметрами
(диаметр, погонная навеска ВВ, скорость детонации и т. д.), она не позво-
ляет гибко регулировать интенсивность взрывного воздействия в зависи-
мости от механических свойств металла, толщины и т. п. — она позволяет
получить лишь дискретные значения импульса нагружения. В этом отно-
шении схема «змейка» предпочтительнее.
Представляло интерес исследовать, каким образом обработка взрывом
сказывается на внутренних дефектах сварных швов. На одном из декомпо-
зеров УАЗа участок кольцевого монтажного шва толщиной 16 мм и дли-
ной 12 м был подвергнут рентгенографическому контролю до и после об-
работки взрывом усиленным вдвое («змейка» в 2 шнура, 5= 12 см) заря-
дом. Сравнение снимков показало, что имевшиеся в шве дефекты (поры,
включения, непровары и т. д.) допустимых размеров под действием взрыва
не получали развития. Не было также зарегистрировано ни одного случая
тыльного откола. Это объясняется тем, что при обработке сварного соеди-
нения детонирующим шнуром за счет его оболочки заметно снижаются
параметры УВ, входящей в металл; она существенно демпфируется, и та-
ким образом реализуется щадящий режим нагружения.

5.8.3.	Влияние обработки взрывом на остаточные &
напряжения в кольцевых швах труб

Геометрические характеристики зарядов ВВ, используемых
для снятия остаточных напряжений в кольцевых швах труб, определяются
особенностями распределения напряжений в осевом сечении трубы. Заряды
располагают над зонами действия тангенциальных остаточных напряжений
сжатия, удаленными на некоторое расстояние (~0,5б/, рис. 5.88) от оси шва. В
качестве зарядов ВВ можно использовать любые гибкие компактные ВВ в
виде колец, устанавливаемых на наружной поверхности трубы. Удобно при-
менять шнуровые заряды ВВ, навитые по винтовой линии с определенным
шагом укладки в надлежащих зонах трубы. Длина навивки Ь такого заряда
соответствует протяженности зоны действия тангенциальных остаточных на-
пряжений сжатия, а высота А пропорциональна длительности импульса.
Основная схема установки шнурового заряда ВВ при обработке кольцевого
стыка трубы изображена на рис, 5.88. Во избежание повреждений поверхнос-
ти трубы может использоваться подходящая демпфирующая среда. Иниции-
рование заряда производится таким образом, чтобы фронт детонации распро-
странялся в направлении от сварного шва.

Предварительные исследования эффективности снижения тангенци-
альных остаточных напряжений взрывной обработкой выполнены на
трубах из стали 20 диаметром 114 мм с толщиной стенки 8 мм длиной
400 мм с кольцевым стыком, выполненным ручной электросваркой. Об-
работка взрывом производилась сосредоточенными зарядами гексогена
насыпной плотности диаметром 8 мм, помещенными в поливинилхлорид-
ную трубку, и детонирующим шнуром марки ДША, навитым в один и
два слоя на длине 30 мм. В качестве демпфирующей среды использовали
резину, оси симметрии зарядов отстояли от оси шва на расстояние 30 мм
и совпадали с местоположением пиков исходных окружных напряжений
сжатия. Остаточные напряжения определяли с помощью тензорезисто-
ров, наклеенных на наружной поверхности труб, при разрезке их на коль-
ца шириной около 6 мм. Эпюры окружных остаточных напряжений в
районе кольцевого сварного шва на наружной поверхности указанных
труб показаны на рис. 5.89.
Рис. 5.88. Практическая схема обработки взры-
вом кольцевого шва трубы и распределение
прогибов стенки трубы в зоне обработки:
1 — основной вариант; 2 — комбинированный
вариант

Приведенные данные указыва-
ют на достаточно высокую эффекти-
вность обработки взрывом. Обраща-
ет на себя внимание равномерное
распределение остаточных напряже-
ний в осевом сечении трубы после
обработки гексогеном диаметром 8 мм
и двумя слоями ДШ. После взрыв-
ного нагружения не наблюдались
какие-л ибо по вреждения трубы и
сварного шва, пренебрежимо малы-
ми были макро деформации трубы. В
другой серии экспериментов изучали
изменение остаточных напряжений в

трубах из стали СтЗ диаметром 150 с

толщиной стенки 8 мм и длиной 400 мм. Перед сваркой заготовки отжи-
гали (650 °С, выдержка 1 ч, охлаждение с печью) для снятия внутренних
напряжений, вызванных расточкой труб до толщины 8 мм. Трубы сварива-
ли вручную; И-образная разделка кромок заплавлялась за 2 прохода элект-
родами УОНИ-15/55 диаметром 4 мм. Обработку взрывом труб произво-
дили одним, двумя или тремя шнурами ДША. Ось симметрии зарядов во
всех случаях отстояла от оси шва на 30 мм. Это расстояние определено по

данным исследования распределения остаточных напряжений в трубах в
исходном состоянии и соответствовало местоположению пика напряжений
сжатия. Тангенциальные остаточные напряжения измеряли релаксацион-

ным методом механическим индикаторным
деформометром с ценой деления Ю~3 мм
на базе 10 мм по трем образующим при
разрезке трубы на кольца шириной 5 мм.
Эффективность обработки взрывом оцени-
вали также методом механической нераз-
рушающей тензометрии, для чего базы,
нанесенные по окружности шва, дополни-
тельно измеряли до и после обработки
взрывом и по их приращениям судили об
изменении тангенциальных остаточных на-
пряжений в шве.

Рис. 5.89. Распределение окружных остаточных
напряжений в районе кольцевого шва трубы из
стали 20 диаметром 114 и толщиной стенки 8 мм:
1 — после сварки; 2 — после обработки взрывом заря-
дами гексогена диаметром 8 мм; 3 — четырьмя ДША;
4 — то же в два слоя; х — расстояние от оси шва
дит к изменению знака напряжений в

Рис. 5.90. Распределение окружных ос-
таточных напряжений в районе кольцево-
го шва трубы из стали 20 диаметром
150 мм с толщиной стенки 8 мм:

/ — после сварки; 2 — после обработки взрьн
вом тремя ДША; 3 — то же — двумя; 4 — то
же — одним; х — расстояние от оси шва; I —
исходные остаточные напряжения; II — прира-
щения остаточных напряжений; III — результи-
рующие остаточные напряжения

Эпюры тангенциальных ос-
таточных напряжений в образцах
труб в исходном состоянии и пос-
ле обработки взрывом изображены
на рис. 5.90. Обнаруживается яв-
ная зависимость степени сниже-
ния остаточных напряжений от
параметров заряда, причем нагру-
жение тремя шнурами ДШ приво-
1нве, а их распределение в осевом

направлении характеризуется значительно меньшими градиентами. Полез-

но отметить, что расчет изменения остаточных напряжений в шве по при-
ращениям длин измерительных баз после обработки взрывом позволяет с
хорошей точностью предсказать их значения, получаемые при разрезке
трубы на кольца. Так, прогнозируемое расчетом значение результирующих
остаточных напряжений в шве после обработки двумя нитками ДШ должно
было составлять 44 МПа; при разрезке получено 37 МПа (см. рис. 5.90).

Более детальные исследования эффективности применения обработки
взрывом для снижения сварочных остаточных напряжений выполнены на
трубах из стали 20 диаметром 168 с толщиной стенки 14 и 720 с толщиной
стенки 18 мм. Заготовки образцов соответственно длиной 350 и 750 мм с
И-образной разделкой кромок сваривали ручной сваркой электродами
УОНИ-13/55.

Исследовали остаточные напряжения в образцах в исходном состоя-
нии и после обработки взрывом по нескольким схемам; для сравнения
проведено исследование остаточных напряжений в образцах труб, прошед-
ших местную термообработку по режиму, применяемому в трассовых ус-
ловиях (650...680 °С, выдержка 1 ч, медленное охлаждение до 350 °С).

Остаточные напряжения определяли путем измерений на наружной (с
помощью механического индикаторного деформометра с базой измерения
25 мм и неразрушающего магнитоупругого метода измерений) и на внут-
ренней (с помощью тензодатчиков сопротивления и магнитоупругой тен-
зометрии) поверхностях трубы, а также их распределение по глубине ме-
талла по методике, изложенной выше. Измерения напряжений на наруж-

ной поверхности трубы проводили по четырем образующим в окружном и

осевом направлении.

Темплеты, содержащие измерительные базы в районе каждой из четы-
рех образующих трубы вырезали, после чего производили повторные за-
меры баз с учетом прогиба темплета, образовавшегося после вырезки его
Рис. 5.91. Распределение
осевых и окружных ос-
таточных напряжений в
районе кольцевого шва
трубы из стали 20 диа-
метром 168 с толщиной
стенки 14 мм вдоль об-
разующей (а) и по тол-
щине стенки (б):

1 — после сварки; 2 — пос-
ле местного высокого от-
пуска; 3 — после обработ-
ки взрывом

из трубы. Результаты исследования осевых и тангенциальных остаточных
напряжений в трубе диаметром 168 с толщиной стенки 14 мм представле-
ны на рис. 5.91, из которого видно, что в наружных поверхностных слоях
трубы в исходном состоянии по оси шва действуют тангенциальные оста-
точные напряжения растяжения, достигающие 140 МПа, а в осевом на-
правлении — довольно высокие напряжения сжатия (около 180 МПа).
Пик тангенциальных остаточных напряжений сжатия отстоит от оси шва
примерно на 40 мм.

На рис. 5.91, б приведены кривые распределения остаточных напря-
жений по толщине металла шва. Можно видеть, что как окружные, так и
осевые напряжения изменяются по толщине монотонно, достигая наибо-
льших значений в поверхностных слоях трубы. При этом осевые — в шве
всюду сжимающие, а тангенциальные — растягивающие на наружной и
сжимающие на внутренней поверхности трубы.

Местному отпуску сварных конструкций в целях снижения остаточ-
ных напряжений в литературе уделяется большое внимание, что отчасти
объясняется большой сложностью этого вида термообработки по сравне-
нию с общим отпуском. В результате местной термообработки неизбежно
возникают новые внутренние напряжения. Они образуются как при нагре-
ве (но могут релаксировать во время выдержки при температуре отпуска),
так и при охлаждении, становясь остаточными. Поэтому необходимыми
условиями местного отпуска являются достаточно широкая зона нагрева (с
перекрытием ОШЗ), применение медленного нагрева и охлаждения и дос-
таточная выдержка при температуре отпуска сварного изделия.

Результаты исследования (с помошью механического индикаторного
деформометра) остаточных напряжений на наружной поверхности трубы и
по толщине сварного шва (см. рис. 5.91) свидетельствуют об эффективно-
сти термообработки. Максимальные окружные и осевые остаточные на-
пряжения, образовавшиеся после сварки, изменяются в результате мест-
ного отпуска соответственно на 80 и 90 МПа.

На рис. 5.91 представлено также распределение окружных и тангенци-
альных остаточных напряжений после обработки взрывом, при которой
использован ДША плотно навитый (четыре витка) в ОШЗ, начиная с рас-
стояния 35 мм от оси шва. Можно видеть, что обработка взрывом привела
к еще более заметному снижению окружных напряжений растяжения в
шве, а осевые сжимающие остаточные напряжения оказались даже несколь-
ко большими, чем после термообработки. Нежелательным является то, что
после обработки взрывом по данной схеме труб с относительно неболь-
шими значениями Я/$х = 6... 10 на удалении от шва около 150 мм возника-
ют достаточно высокие окружные остаточные напряжения растяжения.
Подобный пик растягивающих окружных напряжений на наружной (и
внутренней) поверхности трубы, но расположенный ближе к шву (над
осью симметрии заряда), предсказывался и при расчетном исследовании
напряженного состояния труб, обработанных взрывом (см. рис. 5.59, б), и
связан с резким изменением кривизны образующей стенки трубы. То же
самое относится и к осевым напряжениям, определенным на наружной
поверхности трубы (пик на расстоянии 70 мм от оси шва). Распределение
остаточных напряжений по толщине сварного шва после термической и
взрывной обработки практически идентично (рис. 5.91, б).

Наводимые обработкой взрывом пики окружных остаточных напря-
жений растяжения на значительных удалениях от сварного шва удается
устранить, применив комбинированный заряд ВВ, состоящий из участка с
равномерной массой ВВ на единицу поверхности трубы и участка с моно-
тонно уменьшающейся удельной массой заряда ВВ на длине около 10
Практически такая схема нагружения реализуется путем навивки на трубу,
начиная с расстояния -28! от линии сплавления, шнурового заряда с пос-
тоянным шагом, удовлетворяющим условию (5.111) в зонах действия на-
пряжений сжатия, а за пределами этих зон — с переменным шагом, уве-
личивающимся по мере удаления оси шва по арифметической или геомет-
рической прогрессии со знаменателем ~ 1,2... 1,5 [43].

Участок навивки детонирующего шнура с переменным шагом должен
иметь протяженность, достаточную для того, чтобы перекрыть место обра-
зования пика напряжений при применении предыдущей схемы нагруже-
ния. С целью обеспечения стабильной детонации комбинированного заря-
да используется «оживитель» детонации в виде отрезка ДШ, уложенного
поверх заряда вдоль образующей трубы. Ее применение, как показали экс-
перименты, позволяет предотвратить образование аномально высоких на-
пряжений в теле трубы, а само распределение тангенциальных остаточных
напряжений в наружных слоях в осевом направлении сделать более рав-
номерным.

На одной из исследованных труб, внутренняя поверхность которой
была механически обработана, произведены замеры остаточных радиаль-
ных перемещений стенки трубы после обработки усиленным зарядом ВВ.
Данные этих измерений, представленные на рис. 5.89, позволяют, во-
первых, судить о ширине зоны местного влияния взрывного нагружения
и, во-вторых, о величине макродеформации трубы. Образование дополни-
тельных корсетностей по обе стороны от сварного шва является одной из
главных причин разгрузки шва от остаточных напряжений. В целом в ре-
зультате обработки взрывом в шве в ОШЗ на внутренней стороне трубы
возникает весьма благоприятное поле остаточных напряжений — двухос-
ное сжатие, которое способствует повышению несущей способности или
коррозионной стойкости кольцевого шва и трубы в целом. В то же время
в основном металле трубы в зоне расположения заряда ВВ, где после свар-
ки имеют место тангенциальные остаточные напряжения сжатия, после
обработки взрывом в осевом направлении действуют незначительные рас-
тягивающие напряжения. В тангенциальном направлении сохраняются
напряжения сжатия.

Обжатие трубы при взрыве сосредоточенного кольцевого заряда (см.
рис. 5.88) приводит к увеличению остаточных напряжений на внутренней
поверхности стенки в периферийной области, прилегающей к месту раз-
мещения заряда. Здесь имеет место пик растягивающих остаточных напря-
жений как в осевом, так и в тангенциальном направлениях (см. рис. 5.91).
Это следует также из картины прогибов, представленной на рис. 5.88.

После обработки взрывом трубы комбинированным зарядом металл
внутренних слоев стенки почти всюду находится в состоянии двухосного
сжатия, за исключением небольшой зоны под участком плотной навивки
заряда, где имеют место небольшие по величине тангенциальные и осевые
напряжения растяжения. Начиная с расстояния примерно 125 мм от оси
шва появляются незначительные (около 40 МПа) тангенциальные растя-
гивающие остаточные напряжения, что указывает на достаточно плавное
их распределение у края заряда ВВ. Деформация изгиба, проявляющаяся в
образовании в наружных слоях стенки трубы различных по знаку остаточ-
ных напряжений на участке между 70...200 мм вызывает, соответственно,
напряжения противоположного знака и во внутренних слоях стенки тру-
бы, также имеющие небольшую величину.

Напряженное состояние труб диаметром 720 мм исследовали с по-
мощью методики неразрушающей магнитоупругой тензометрии [454].
Тангенциальные остаточные напряжения в трубах после сварки, местной
термической обработки по штатной технологии и обработки взрывом ком-
бинированным зарядом (шесть шнуров плотной навивки и 8... 10 — с пе-
ременным шагом; знаменатель прогрессии 1,5) измеряли с наружной и
внутренней сторон трубы вдоль четырех образующих прибором ИН-10 с
магнитоупругим датчиком ДМА-5 [472, 473], пользуясь при этом результа-
тами калибровки датчика, проведенной на трубах диаметром 168 и толщи-
ной стенки 14 мм с применением релаксационной тензометрии.

Установлено, что характер распределения остаточных напряжений
вблизи шва в трубах диаметром 168 и 720 мм примерно одинаков. В уда-
ленных от щва участках труб диаметром 720 мм наблюдается более про-
тяженная зона действия напряжений сжатия, что может быть связано с
меньшей жесткостью этой трубы. Термическая и взрывная обработки при-
вели к примерно одинаковым значению и подобному распределению оста-
точных напряжений, причем имеет место приблизительно трехкратное
снижение растягивающих остаточных напряжений в шве.

Несколько иной характер имеет распределение остаточных напряже-
ний во внутренних слоях труб, где после обработки взрывом в районе
щва стабильно обнаруживаются напряжения сжатия (до 20 МПа) с плав-
ным переходом в растягивающие напряжения на удалении около 40 мм
от оси шва.

Измерения осевых перемещений выявили заметное остаточное удли-
нение трубы, достигающее -0,06 мм на базе 100 мм, которое, несомненно,
сказывается на перераспределении обычно крайне неоднородных в окруж-
ном направлении осевых остаточных напряжений.

Приведенные экспериментальные данные свидетельствуют о том, что
обработка взрывом приводит к благоприятному перераспределению и
существенному снижению остаточных напряжений в кольцевых швах
сварных труб, не уступая по эффективности местной термической обра-
ботке.

5.8.4.	Предварительная обработка взрывом
подлежащих сварке кромок кольцевых швов труб

Известные технологические приемы снятия остаточных на-
пряжений в кольцевых швах труб обработкой взрывом как внутренними за-
рядами, располагаемыми по шву, так и наружными, размещаемыми в ОШЗ,
основаны на создании деформаций стенки трубы, компенсирующих свароч-
ные деформации [461].

Создание предварительных (до сварки) деформаций нашло достаточно
широкое практическое применение как средство устранения остаточных
сварочных деформаций и напряжений, например, путем предварительного
растяжения зон будущего сварного соединения, которые подвергаются
усадке при выполнении сварки. В основном этот метод применим к ответ-
ственным сварным соединениям из металлов и сплавов с низким преде-
лом текучести, так как для его реализации необходимы достаточно боль-
шие усилия, прикладываемые к свариваемым кромкам, а также использо-
вание специальной оснастки, обеспечивающей соблюдение необходимых
режимов предварительного растяжения и сварки. Разработанные к насто-
ящему времени технологии применимы, как правило, к продольным швам
листовых конструкций и предполагают создание упругих предварительных
деформаций. Нет необходимости рассматривать аспекты указанных мето-
дов снижения остаточных напряжений — они достаточно широко и под-
робно освещены в опубликованных работах ведущих в этой области спе-
циалистов [346].

Было показано экспериментально, что предварительная обработка
взрывом подлежащих сварке кромок внутренним зарядом ВВ (см.
рис. 5.92, д'), приводит к значительному снижению остаточных напря-
жений в случае однопроходной сварки. Интенсивное динамическое наг-
ружение металла приводит к изменению его структуры (переориентация
и дробление зерен, возникновение дислокаций, двойников и других де-
фектов решетки, миграции включений и примесей и т. п.). Эти измене-
ния при нагреве металла от сварки инициируют металлофизические про-
цессы, направленные в целом на снижение внутренней (потенциальной)
эиергии металла и способствуют, в частности, уменьшению конечной
интенсивности сварочных остаточных напряжений. Кроме того, указан-
ное расположение заряда ВВ обусловливает создание при взрыве дефор-
маций свариваемых кромок, обратных по знаку возникающим при пос-
ледующей сварке, что тоже ведет к снижению остаточных напряжений.
Выполнение такого сварного соединения в два прохода позволяет созда-
вать со стороны первого прохода напряжения сжатия, что положительно
отражается на служебных свойствах конструкций, работающих в контак-
те с агрессивной средой.

Как показано в работе [457], обработка взрывом может быть исполь-
зована для создания зон растягивающих напряжений в стенке трубы, ими-
тирующих сварочные остаточные напряжения, а также зон сжимающих на-
пряжений, которые, применительно к магистральным газопроводам, могут
рассматриваться как барьеры на пути развития хрупких трещин. В отличие
от предварительного упругого растяжения при сварке листовых конструк-
ций образование с помощью обработки взрывом зон остаточных напряже-
ний обусловлено созданием пластических деформаций в стенке трубы.
Однажды созданные пластические деформации не требуют дополнитель-
ных специальных средств для своего поддержания на необходимом уровне.
Очевидно, что возможность снижения остаточных напряжений в кольце-
вых швах труб путем создания до сварки пластических деформаций стенки
трубы, обратных сварочным, повышает технологичность и эргономику
процесса обработки взрывом, так как предварительная обработка может
быть проведена заблаговременно в специально подготовленных условиях
(на специальном участке или полигоне) с использованием необходимых
средств механизации.

По аналогии с обработкой взрывом готовых кольцевых швов можно
рассматривать основные схемы предварительной обработки согласно
рис. 5.92, а.

Перед проведением экспериментальных исследований по оценке эф-
фективности предварительной обработки предполагалось, что наружный
заряд (схема а") должен быть таким же, как и при обработке готового ко-
льцевого шва, и, следовательно, параметры его определяются по методике,
изложенной в подразд. 5.5.2.

Для определения параметров внутреннего заряда (схема а*) рассмот-
рим оболочку, нагруженную осесимметрично перерезывающей нагрузкой.
Общее уравнение прогиба стенки оболочки в этом случае определяется
выражением [474]

со =

е'и
203Т>

[рЛ/о(81Л 0Х - СО8 0х) - (& СО8 0х] .

(5.150)

Давление ПД оказывает воздействие иа преграду, в нашем случае —
стенку трубы по нормали, вследствие чего изгибающий момент у торца
трубы (х = 0) отсутствует. Тогда выражение (5.150) принимает вид

е-|*

со = —ОсозВх.

2р32)
Рис, 5.92. Предварительная обработка взрывом труб для уменьшения сварочных остаточ-
ных напряжений:

а — схемы обработки ( — только внутренним зарядом, — только наружным зарядом, — ком-
бинированным зарядом, **** — внешний вид внутреннего заряда ВВ для обработки кромки трубы);
б — эпюры остаточных напряжений в трубе диаметром 115 мм и толщиной стенки 4 мм (7 — после
сварки, 2 — после предварительной обработки взрывом наружным зарядом ВВ, 3 — то же внутрен-
ним, 4 — то же комбинированным); 3 — эпюры остаточных напряжений в трубе диаметром 720 мм и
толщиной стенки 17 мм (7 — после сварки, 2 — после предварительной обработки взрывом наруж-
ным зарядом ВВ, 3 — то же комбинированным, 4 — то же внутренним)

Допустимо принять, что для создания пластических деформаций в
стенке трубы необходимо создать напряжения, значение которых должно
иметь порядок предела текучести материала трубы

со г
а = — Е=——

г 2р3Дг

(5.151)
Предположим, что для некоторой модельной трубы (индекс 0) отрабо-
тан нужный режим обработки взрывом и необходимо определить ее режим
для произвольной трубы (индекс /). Для этих труб выражение (5.151) при-
мет вид

а
'• 2₽;оЛ

а = -й*_

Из последних выражений определяется <2;:

°|Я>

Учитывая, что перерезывающая сила определяется массой заряда В В, а
при использовании ДШ — количеством витков шнура, располагаемых иа
внутренней поверхности трубы у ее торца, выражение (5.152) запишем в
виде, позволяющем рассчитать число витков ДШ:

„ =„ °'Л [йл
' '’ЛгА'

В качестве модельной трубы была принята труба диаметром 720 и тол-
щиной стенки 17 мм из стали 20 (ат = 240 МПа). Количество витков ДШ
внутреннего заряда равнялось 5.

Эпюра остаточных напряжений после предварительной обработки
внутренним зарядом и последующей сварки приведена на рис. 5.92, б
(кривая 2). Кроме того, была проведена предварительная обработка взры-
вом комбинированным зарядом. Внутренний заряд оставался таким же (5
витков), а наружный заряд был выбран аналогичным заряду для обработки
готового кольцевого шва. Эпюра образующихся после сварки остаточных
напряжений показана кривой 3. Как видно из рисунка, эффективность
комбинированной схемы гораздо выше, чем внутренней. Для дальнейшей
проверки эффективности указанных схем обработки и методики расчета
внутреннего заряда были проведены эксперименты на трубах диаметром
115 и толщиной стенки 4 мм, изготовленных из стали 20.

Эпюры остаточных напряжений в состоянии после сварки, получен-
ные методом разрушающей тензометрии с использованием деформометра,
и после предварительной обработки взрывом кромок шва по рассмотрен-
ным схемам приведены на рис. 5.92, в. Наиболее благоприятное распреде-
ление остаточных напряжений было получено после проведения обработ-
ки взрывом комбинированным зарядом, так как при этом достигается пол-
ное отсутствие растягивающих напряжений в шве и резких пиков напря-
жений вблизи шва.

В целом результаты исследований подтвердили высокую эффективность
предварительной обработки взрывом и свидетельствуют о том, что она позво-
ляет создавать в трубе наперед заданное распределение напряжений.
5.8.5.	Структура и механические свойства
сварных соединений после обработки
взрывом с целью снятия остаточных
напряжений

Ударно-волновое нагружение при определенных режимах
может приводить к заметному снижению запаса вязкости металла, обуслов-
ленному его упрочнением (наклепом) и изменением структуры [41], Это мо-
жет отрицательно сказываться на служебных характеристиках металлоконст-
рукций, эксплуатируемых в агрессивных средах при низких температурах, в
условиях воздействия циклических нагрузок и т. д. В связи с этим исследова-
но влияние обработки взрывом, проводимой по режимам, обеспечивающим
эффективное снятие остаточных напряжений первого рода, на структуру ме-
талла шва и ОШЗ, напряжений второго рода, а также некоторые механиче-
ские характеристики сварных соединений [43].

Исследования выполнены на сварных стыковых образцах стали СтЗсп,
полученных автоматической сваркой под слоем флюса АН-348А с приме-
нением проволоки Св-08А. Представленные данные относятся к пласти-
нам размером 500x400x10 мм (режим сварки: 11= 35 В, 7- 600 А, Исв =
= 95 м/ч, Ум = 40,5 м/ч). Обработку взрывом пластин проводили по разли-
чным технологическим схемам, отличающимся по типу и геометрическим
параметрам зарядов ВВ н их положению относительно сварного шва (схе-
мы 3, 5, 4, 1 согласно табл. 5.9).

Для проведения исследований из сварных пластин, обработанных и
необработанных взрывом, поперек шва вырезали темплеты, содержащие
шов и зону термического влияния сварки, из которых изготовляли шлифы
и стандартные образцы для механических испытаний. Измерение твердос-
ти проводили на твердомере Виккерса. Механические свойства определя-
лись на образцах по ГОСТ 6996-66, (тип XIII и XVII — на статический
разрыв и загиб сварного соединения соответственно); ударная вязкость —
на образцах размером 10x10x55 мм с круглым надрезом (тип I, ГОСТ
6996-66.). Характер внутреннего строения столбчатых кристаллитов до и
после взрывного нагружения выявляли с использованием следующей ме-
тодики. Микрошлиф подвергали электролитическому травлению в раство-
ре, содержащем хлорное железо в количестве 0,5 г, соляную кислоту (р =
= 1,19 г/см3) — 1 мл, метиловый спирт — 100 мл в режиме: плотность то-
ка — 0,2 А/см2, напряжение — 20 В. После кратковременной полировки
на сукне (с сохранением рельефа травления) производили повторное трав-
ление в этом же реактиве в течение 3...4 с. Такое травление позволяет вы-
явить слабый рельеф структуры. Для более четкого выявления контрастно-
сти первичной структуры производили «вуалирование» рабочей поверхно-
сти шлифов в омедняющем реактиве состава: хлорная медь — 5 г, соляная
кислота — 4 мл, вода — 30 мл, этиловый спирт — 25 мл.

Анализ первичной структуры металла шва до и после локальной обра-
ботки взрывом показал идентичность как дендритной (столбчатые крис-
таллы), так и зональной (слои кристаллизации) ликвации. Сохраняется
размерность и направленность кристаллитов, размеры которых ограничены
Таблица 5.9. Исследованные режимы нагружения для оценки влияния обработки
еэрыаом на свойства сиарных соединений

Номер схемы обработки взрывом	Схема нагружения	Материал образца	Тип ВВ	Плотность, г/см5	Диаметр заряда, мм	Удельная теплота пре- вращения ВВ, кДж/кг
1	Шнуровой заряд («змейка»):					
	два шнура	14Г2	ДША	1,0	3,5	5920
	один шнур	СтЗ	«	1,0	3,5	5920
	то же	14Г2	Гексоген	1,05	4,0	5500
2	Два шнуровых заря- да по линиям сплав- ления с двух сторон	СтЗ	»	1,05	4,0	5500
3	Полосовой заряд ши- риной 50 мм	»	НИЛ-1	0,53	5*	3500
4	Три шнуровых заряда		Гексоген	1,05	4,0	5500
5	Один шнуровой за- ряд вдоль шва		Тротил	1,0	16,0	4200
6	То же	»	Аммонит	0,9	16,0	4300

* Толщина слоя ВВ.

кристаллизационными слоями (рис. 5.93). В свою очередь пограничные
зоны кристаллизационных слоев четко выявляются в виде черных и белых
полос, ширина и интенсивность которых после обработки взрывом не из-
меняется.

Металлографические исследования вторичной структуры металла шва
и ОШЗ, выявленной химическим травлением в 5%-м спиртовом растворе
НГЧО3 (ниталь) до и после взрывного нагружения, показали, что обработ-
ка взрывом шва полосовым зарядом НИЛ-1 плотностью 0,3...0,5 г/см3,
аммонитом 6ЖВ (р0 = 1,0 г/см3) и тротилом (р0 - 0,9 г/см3) существенных

изменений в нее не вносит. В случае
рового заряда диаметром до 5 мм
или ДШ в поверхностных слоях ме-
талла в отдельных зернах образуется
незначительное количество двойни-
ков, причем только в местах контак-
та заряда с металлом на глубине
0,3...0,5 мм (рис. 5.94, а, б).

Это связано с кратковременнос-
тью импульса давления, создаваемого
удлиненным зарядом ВВ с неболь-
шим поперечным сечением, а также
быстрым затуханием УВ в металле.

Деформацию, обусловленную двой-
никованием, оценивали с использо-
ванием формулы	/2722)/л

[164], где 5 — средняя толщина двой-

применения гексогена в виде шну-

Рнс. 5.93. Структура стыкового соедине-
ния стали СтЗ после обработки взрывом
Рис. 5.94. Структура и изменение твердости металла сварного соединения стали СтЗ в
результате обработки взрывом: о — микроструктура металла (1 — литой металл (шов);
2 — участок неполной кристаллизации; 3 — участок нормализации; 4 — основной ме-
талл); б — изменение твердости металла (1 — НИЛ-1, до = 5 мм, р0 = 0,37 г/см3; 2—
тротил диаметром 16 мм, р0 = 1 г/см3; 3 — ДША; 4— гексоген диаметром 4 мм, р0 =
= 1,05 г/см3)

ника; X — количество двойников в зерне; Р — средний размер зерна;
т — ориентационный фактор, принятый равным 3,1. Расчеты показали,
что максимальная деформация двойникованием зерен не превышает
0.6...1 %.

Деформация утонения пластин непосредственно под зарядом ВВ в
случае обработки пластин толщиной до 14 мм бризантными ВВ (гексоген)
достигала 2 %, но была значительно меньше при использовании ВВ плот-
ностью 0,5... 1 г/см3 (НИЛ-1, тротил), а также ДШ (сказывается демпфи-
рующее влияние оболочки).

Исследования распределения твердости по толщине пластин, обрабо-
танных взрывом по различным схемам, в сечениях непосредственно под
зарядом ВВ показали, что заметный прирост твердости, свидетельствую-
щий о наклепе металла, наблюдается лишь в случаях нагружения пластин
зарядами бризантных ВВ, причем для всех типов ВВ эта зона ограничена
глубиной порядка 2 мм (см. рис. 5.93, а).

Такая глубина упрочненного слоя металла в местах геометрических
концентраторов напряжений является достаточной для подавления их от-
рицательного влияния на выносливость сварных соединений и не приво-
дит к существенному снижению запаса вязкости соединения. Это подтвер-
ждено результатами сравнительных механических испытаний при комнат-
ной температуре сварных соединений до и после обработки взрывом по
оптимальным режимам (табл. 5.10).

Предел прочности, ударная вязкость и угол загиба сварного соедине-
ния сохраняются практически на уровне исходных значений для всех ис-
следованных технологических схем обработки взрывом. Такие же резуль-
таты получены и автором работы [419], выполнившим большой объем ис-
следований механических свойств сварных соединений пластин из сталей
СтЗсп, СтЗкп и стали 20 после обработки взрывом (ДША) по различным
технологическим схемам.
Таблица 5.10. Влияние обработки взрывом на механические свойства сварных сое-
динений

Параметр	Исходное состояние	Номер схемы обработки взрывом (см. табл. 5.9)			
		3	5	4	Г
Предел прочности, МПа	490	490	486	502	492
Ударная вязкость, Дж/см2	108	102	102	106	103
Угол загиба, град	180	180	180	180	180
Искажение кристаллической решетки  11 рода, Да/о • 104	0,88	з.з	1,3	1,6	—
Размер областей когерентного рассея- ния Д 104 см	14,8	15,9	19,3	11,3	—

* Пластина размером 200x200x5 мм.

Аналогичные исследования проведены на образцах, вырезанных из
труб диаметром 168 и толщиной стенки 14 мм из стали 20, подвергнутых
обработке взрывом наружными шнуровыми зарядами ВВ (рис. 5.95). Вто-
ричная структура исследована на шлифах, содержащих шов и зоны обра-
ботки взрывом, которые подвергали травлению в 3%-м спиртовом раство-
ре азотной кислоты [462]. После обработки взрывом структура металла
шва не претерпевает заметных изменений. В поверхностных слоях металла
непосредственно под зоной плотной навивки ДША в отдельных зернах
наблюдается двойникование. Глубина деформированного металла с харак-
терной двойниковой структурой при двухслойной навивке ДША (см.
рис. 5.88) составляет 3...4 мм, а при однослойной — 0,4...0,7 мм, причем
механические свойства обработанных взрывом соединений (предел проч-
ности, ударная вязкость, угол загиба), определенные на стандартных образ-

цах, не отличались от таковых для соединений в состоянии после сварки.

Остаточная напряженность сварных соединений является решающим
фактором, определяющим, например, стойкость против коррозионного
растрескивания сварных металлоконструкций в агрессивных средах. При
этом установлено [362], что если развитие макротрещин происходит в по-
ле напряжений I рода, то зарождение очагов коррозионного разрушения
(субмикро- и микротрещин) в металле, находящемся в контакте с агрессив-

ной средой, определяется локальными микроусловиями, в том числе нап-

ряжениями П рода.

Особенно велика роль на-
пряжений II рода в зарожде-
нии разрушений в средах, со-
держащих влажный сероводород

Рис. 5.95. Микроструктура участка ме-
талла соединения:

а — в исходном состоянии; б — после
обработки взрывом на удалении 1 мм от
поверхности обреботки взрывом (ДША);
8 — микрорельеф; г — микроструктура
после переполнровки и травления (о, б —
сталь СтЗ, в, г - сталь 20)
[362, 390]. Микронапряжения вследствие их локализации в весьма малых
объемах, соизмеримых с объемами зарождения разрушения, могут оказы-
вать значительное влияние на механизм инициирования разрушения в ме-
стах острых концентраторов напряжений и т. д.

Одной из причин, вызывающих создание в металле напряжений
II рода, является пластическая деформация, связанная с технологией по-
лучения металлических заготовок или изделий. В сварных соединениях
металлоконструкций напряжения II рода могут быть дополнительно свя-
заны с проведением операций снятия сварочных остаточных напряжений
деформационными способами (прокатка, гидроопрессовка, взрыв и т. д.).
Напряжения II рода играют важную роль на начальной стадии водород-
ного разрушения сварных соединений трубопроводов, предназначенных
для транспортировки природного газа, содержащего влажный сероводо-
род. С учетом этого проведены специальные исследования влияния обра-
ботки взрывом кольцевых швов труб наружными зарядами ВВ по схеме,
приведенной на рис. 5.88, на напряженность II рода в районе кольцевого
шва [475].

Исследования выполнены на темплетах, вырезанных механическим
способом из труб диаметром 168 мм и толщиной стенки 14 мм, со свар-
ным кольцевым швом, выполненным ручной сваркой. Материал тру-
бы — сталь 20. Обработка взрывом шва производилась по двум режимам,
отличавшимся интенсивностью импульса, сообщаемого стенке трубы. По
данным тензометрии, эти режимы обеспечивали снижение тангенциаль-
ных остаточных напряжений I рода в шве на 85 % (режим Л) и 70 % (ре-
жим Б).

Для оценки уровня и особенностей распределения по объему искаже-
ний кристаллической решетки металла исследованных труб производили
запись дифракционных кривых от разных участков поверхности трубы, а
также от поверхностей, параллельных ей, после удаления слоев металла
сначала механическим, а затем химическим способом. Записывали кривые
интенсивности дифракционных линий (ПО) и (220) в излучении КаСо,
которое облучало поверхность образца размером около 1x10 мм. Запись
производили на рентгеновской установке ДРОН-1 при неподвижном образ-
це. Необходимые для расчета размеров блоков когерентного рассеяния и
напряжений II рода эталонные кривые записывали от аналогичных образ-
цов, отожженных при 650 °С в течение 1 ч (режим, применяемый для сня-
тия сварочных остаточных напряжений I рода). Производилась поправка
кривых интенсивности на дублетность излучения рентгеновской трубки.

Расчет искажения кристаллической решетки Дя/я, характеризующей
напряжения II рода, и размер блоков когерентного рассеяния про-
изводили методом гармонического анализа кривых интенсивности рент-
геновских дифракционных линий [476]. Необходимые вычисления про-
изводили на ЭВМ по специально разработанной программе. При иссле-
дованиях распределения напряжений II рода в объеме металла была
использована качественная оценка искажения Дд/ц по ширине рентгенов-
ской дифракционной линии. Интегральную ширину линии определяли
делением площади, ограниченной кривой, на максимальное значение ин-
Рис. 5.96. Изменение ширины рентгеновской диф-
ракционной линии, в зависимости от расстояния от
поверхности обработки взрывом (ДША) трубы ди-
аметром 168 и толщиной стенки 14 мм (6), и изме-
нение искажений кристаллической решетки в резу-
льтате обработки взрывом по тому же режиму (о):
1 — исходное состояние; 2 — после обработки взрывом

тенсивности (с учетом поправки на дуб-
летность излучения). В таких случаях ис-
пользовали линию (200).

Разброс значений ширины линии В
на наружной поверхности трубы в исход-
ном состоянии достигает 1 О', что сущест-
венно превышает погрешность измерений
(10 % измеряемой ширины линии), при-
чем определенной закономерности в рас-

пределении искажений решетки не наблюдается. Ширина линии, запи-

санной от поверхности трубы, намного превышает эталонную ширину, что
свидетельствует о наличии в металле трубы в состоянии поставки значите-
льных по интенсивности напряжений П рода. Расчет показывает, что на
поверхности трубы значение отношения Да/а изменяется в пределах
(4,6.„6,1) • 10"4, а размер блоков — (0,47.^0,33)  1(Г5 см. В приповерхност-
ных слоях материала трубы толщиной 2...3 мм имеют место значительные
искажения кристаллической решетки (рис. 5.96, а). Искажения во внутрен-
них объемах металла не превышают потрешности измерений. Следует по-
лагать, что обнаруженные искажения кристаллической решетки металла
трубы в состоянии поставки связаны с пластической деформацией при

прокатке и экспандировании трубы.

В сварном соединении имеют место напряжения И рода термодеформа-
ционного происхождения. В табл. 5.11 приведены данные расчета напря-
жений П рода и размеров блоков для сварного соединения труб, в том числе

Таблица 5.11. Данные рентгеноструктурного исследования соединений после обра-
ботки взрывом

Показатель	Шов	Зона термического влияния сварки	Участок обработки взрывом
Образец в состоянии после сварки			
Искажение кристаллической ре-	6,6	5,4	6,9
шеткн И рода До/д, 10*  Размер областей когерентного рас- сеяния Л, Ю4 см	0,38	0,47	0,37
Образец в состоянии после термообработки			
Искажение кристаллической ре- шетки И рода &а/а, 10*	4,0	3,6	4,2
Размер областей когерентного рас- сеяния Л, 104 см	0,82	0,96	0,67
Рис. 5.97. Изменение ширины рентгеновской дифракци-
онной линии в зависимости от расстояния от шва на
наружной поверхности:

1 — однослойная навивка ДША; 2 — то же, двухслойная; 3 —
на внутренней поверхности (усреднено)

после проведения термообработки по режиму,
применяемому на практике для снятия ос-
таточных напряжений I рода. В металле шва и
зоны термического влияния имеют место зна-
чительные напряжения II рода, сравнимые по
значению с таковыми на внешней поверхности
трубы. Термообработка не снимает полностью

напряжений II рода, связанных с технологией изготовления трубы, однако
их значения заметно уменьшаются (примерно на 35...40 %); уменьшается
разброс значений напряжений II рода по длине трубы, примерно вдвое
увеличивается размер блоков когерентного рассеяния 2). Аналогичное вли-
яние термообработка оказывает на напряжения II рода, вызванные взрыв-
ным нагружением (см. табл. 5.11), а также приводит к существенному уве-
личению размеров блоков.

В темплете, вырезанном из сварной трубы, обработанной взрывом,
исследовано распределение напряжений II рода на наружной поверхности
(рис. 5.97) и по толщине стенки трубы под зоной обработки взрывом.

На наружной поверхности трубы в зоне обработки взрывом искажение
кристаллической решетки, характеризуемое шириной рентгеновской диф-
ракционной линии В, значительно больше, чем в примыкающих участках.
Так например, в зоне обработки по режиму А значение отношения Да/а
лежит в пределах (7,3...5,8)  10"4, а размер блоков — (0,26...0,40)  10“5 см,
тогда как в прилегающих участках, не испытавших воздействия взрыва,
Да/а = 4,6  104, а 2) = 0,47  10“5 см. Повышенные значения наблюдаются
практически только в зоне обработки взрывом. Уже на удалении 5 мм от
нее воздействие обработки взрывом на структуру металла не обнаружено.

Ширина рентгеновской дифракционной линии, полученной от внутрен-
ней поверхности трубы на участке, расположенном под зоной обработки взры-
вом по обоим исследованным режимам, не превышает ширины линии для
трубы в состоянии поставки (сравните рис. 5.96 и 5.97). Это указывает на отсу-
тствие здесь обусловленных взрывным нагружением изменений структуры ме-
талла. Следовательно, такие изменения имеют место только в примыкающих к
наружной поверхности объемах металла у зоны обработки взрывом трубы.

На рис. 5.97 показано изменение ширины рентгеновской дифракци-
онной линии по толщине стенки трубы в зоне обработки взрывом по ре-
жиму В (аналогичные данные получены для режима А). Судя по этим дан-
ным, участок повышенных искажений кристаллической решетки в зоне
взрыва распространяется на глубину 3...5 мм от поверхности обработки.
Следует, однако, отметить, что и в трубе в состоянии поставки также об-
наруживается участок повышенных искажений решетки у наружной поверх-
ности. Внесение же поправки с использованием данных, полученных от не
обработанных взрывом участков трубы, не вполне достоверно, по причине
отмеченной выше большой неоднородности искажений решетки по длине
трубы в исходном состоянии. Таким образом, эти данные не позволяют до-
статочно надежно оценить минимальную толщину слоя, претерпевающего
сильный наклеп при обработке взрывом. Наблюдаемое увеличение ширины
линии у внутренней поверхности также не является показательным из-за
наличия аналогичной аномалии для трубы в состоянии поставки. В связи с
этим представляло интерес получение более надежных данных о глубине, на
которой в структуре металла проявляется влияние обработки взрывом.

С этой целью выполнены соответствующие измерения на образцах ли-
стовой стали СтЗ толщиной 10 мм, отожженных при температуре 750 °С с
охлаждением в печи для полного устранения остаточной напряженности
технологического характера. После отжига на обеих поверхностях пласти-
ны были оценены искажения кристаллической решетки. При этом устано-
влено, что их значения и разброс показаний не превышают погрешности
измерений. После обработки взрывом пластины по линейной схеме (три
вплотную уложенные ДША) произведены измерения напряжений II рода
по толщине пластины под зоной обработки взрывом. Эти данные приве-
дены на рис. 5.97, из которого видно, что напряжения II рода, распрост-
раняясь на глубину около 3 мм, с удалением от обработанной взрывом
зоны резко уменьшаются. Объемы металла у поверхности, противополож-
ной обработанной взрывом, полностью свободны от искажений кристал-
лической решетки.

Таким образом, обработка взрывом кольцевых швов труб наружными
зарядами ВВ, обеспечивающая эффективное снятие остаточных напряже-
ний I рода, вызывает наклеп и напряжения II рода в сравнительно тонких
слоях металла, непосредственно прилегающих к зоне обработки.

5.9.	ВЛИЯНИЕ ОБРАБОТКИ ВЗРЫВОМ
НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

5.9.1.	Устойчивость сварных соединений
к коррозионному растрескиванию

Щелочная среда

Исследования выполнены применительно к повышению
коррозионно-механической прочности сварных соединений декомпозеров,
другой баковой аппаратуры и технологических трубопроводов глиноземного
производства, эксплуатируемых в условиях концентрированных растворов
щелочей (до 350 г/л в пересчете на 1Ча2О) при значениях температуры до
-100 °С [380].

Испытания сварных образцов (рис. 5.98) на склонность к щелочному
растрескиванию проводили (1970-е годы) в лаборатории коррозии и кор-
розионной защиты Всесоюзного алюминиево-магниевого института Минц-
ветмета СССР (г. Ленинград).

В качестве рабочей среды использован кипящий раствор нитратов
[379, 467]. Механизм коррозионного растрескивания под напряжением низ-
35--5-1832
Рис. 5.98. Образцы для испытаний на
склонность к коррозионному растрески-
ванию:

а — стыковой шов; б — пересекающиеся
швы; б — вварка патрубка; г — приварка
накладки; д — приварка короткого ребра;
е — ремонтные швы; ж — трубчатый обра-
зец; з — место локального теплового воздейс-
твия; и — сварной образец, распущенный по
толщине

коуглеродистых сталей в указан-
ной среде сходен с таковым в
щелочных растворах [378, 379], а
поскольку в нитратах этот процесс
протекает значительно интенсив-
нее, испытания в них широко ис-
пользуются в лабораторной прак-
тике в качестве экспресс-методи-
ки [379]. Компонентами раствора
служили азотнокислые аммоний и
кальций.

Содержал ие К Н4№ О3 может
изменяться в широких пределах,

причем эта соль оказывает уско-
ряющее действие на коррозионный процесс [467]. Для коррозионных испы-
таний выбран водный раствор, содержавший 45 % (мае. доля) Са(МО3)2 и
35 % (мае. доля) ?^Н4Г<О3. Объем раствора составлял не менее 10 мл на
1 см2 поверхности металла, смена его производилась через каждые 6 суг.
Образцы помещали в специальную кассету и погружали в кипящий (120 °С)
раствор, в котором они в течение времени испытания выдерживались в вер-
тикальном положении. Осмотр образцов производили визуально и при де-
сятикратном увеличении через каждые сутки. Критерием стойкости сварных
соединений служило время до появления первой трещины. Образцы, не
претерпевавшие растрескивания в течение принятой базы испытаний (500 ч),
считались обладающими абсолютной коррозионной стойкостью [379]. По
данным предварительных экспериментов, сварные образцы со стыковым
швом сгруппированы по четырем диапазонам толщин, в пределах которых
они проявляют исходную склонность к коррозионному растрескиванию.
Установлено, что все образцы, имитирующие характерные сварные соеди-
нения баковой аппаратуры глиноземного производства, обработанные
взрывом по оптимальным режимам, показали абсолютную коррозионную
стойкость безотносительно к схеме нагружения. В то же время в образцах-
свидетелях (в состоянии после сварки) растрескивание наблюдалось через
6...48 ч пребывания в агрессивной среде. В подавляющем большинстве слу-
чаев трещины зарождались в шве и зоне термического влияния, где дейст-
вуют максимальные остаточные напряжения растяжения.

Развитие трещин происходит в поле остаточных напряжений растяже-
ния, причем их траектории удовлетворительно совпадают с определенны-
ми с помощью магнигоупругой тензометрии траек-
ториями главных нормальных напряжений [450,
477]. На рис. 5.82 приведены указанные траекто-
рии для пластины с вваренным фланцем. Метал-
лографические исследования показали, что разру-
шение является межкристаллитным (рис. 5.99)
[379]. На рис. 5.100 показаны некоторые другие
примеры образцов-свидетелей после разрушения.

Наиболее детально исследована коррозион-
ная стойкость стыковых соединений толщиной
6...30 мм. Долговечность сварных соединений в
растворах нитратов (в пределах базы испытаний)
определяется значениями остаточных напряже-
ний растяжения и, во-вторых, наблюдается тен-
денция к уменьшению склонности соединений к
растрескиванию с увеличением их толщины. По-
следнее было отмечено в работе [465] при срав-

Рис. 5.99. Микроструктура
стали СтЗ в зоне растрес-
кивания

нении эффективности повышения коррозионной стойкости сварных сое-
динений стали СтЗсп толщиной 18 и 22 мм после обработки взрывом и

вибрационной обработки, когда была обнаружена повышенная живучесть
образцов указанных толщин в растворе нитратов при сравнительно высо-

ком уровне напряжений растяжения.

Это может быть связано со снижением чувствительности металла к
надрезам фиксированной глубины (обусловленным локальными электро-
химическими процессами [362]) при увеличении его толщины вследствие
уменьшения концентрации напряжений [381]. Результаты наших и других
исследований обобщены на рис. 5.101 в виде графиков зависимости дол-
говечности сварных стыковых соединений стали СтЗсп от действующих в
них остаточных напряжений растяжения для различных толщин металла в
типичном для конструкций баковой аппаратуры диапазоне толщин (6...30 мм).
По мере возрастания склонность к растрескиванию в кипящих раство-
рах нитратов, а следовательно, в щелочах снижается. Вместе с тем увели-

Рнс. 5.100. Примеры растрескивания плоских образцов-свидетелей в кипящих растворах
нитратов;

ремонтные образцы: а — образец с пересекающимися швами, б — с приваренным патрубком, в —
с кольцевой наплавкой (цифра I на рисунке)
Рис. 5.101. Зависимость долговечности в кипящих растворах нитратов (щелочей) стыко-
вых соединений стали СтЗсп (стт = 280 МПа) от остаточных напряжений:
толщина металла мм: 1 — 6...8; 2 —10...14; 3 —16...22; 4 — 24...30

Рис. 5.102. Влияние толщины обработанных взрывом стыковых соединений стали СтЗсп
на пороговые напряжения

читается значение пороговых напряжений о°, при которых коррозионное
растрескивание в данной среде на принятой базе испытаний не происхо-
дит (рис. 5.102), от 0,28от при 61 = 6...8 мм до ~0,5ог при 6] ~ 20...30 мм.

Ранее (подразд. 5.8) было показано, что обработка взрывом вызывает
неравномерное перераспределение остаточных напряжений по толщине
сварного соединения. Для исследования влияния этого эффекта на корро-
зионную стойкость соединений приведены испытания сварных пластин
толщиной 30 мм, «распущенных» по толщине, а также соединений тол-
щиной 16...30 мм при одностороннем контакте металла соединения с кор-
розионно-активной средой.

В частях В пластин (содержавших поверхность, на которой располагал-
ся заряд ВВ) коррозионных повреждений ие наблюдалось, в то время как
противоположные части НВ растрескивались не позднее 24...96 ч испыта-
ний. Эти результаты хорошо согласуются с данными измерений в них ос-
таточных напряжений (см. рис. 5.78) и с зависимостью живучести соеди-
нений рассматриваемой толщины от напряжений растяжения (см.
рис. 5.66, рис. 5.68). Существенный интерес представляют результаты кор-
розионных испытаний сварных образцов, имевших контакт с агрессивным
раствором только со стороны обработки взрывом (противоположная сто-
рона образца была при этом изолирована от раствора защитной пленкой
на основе фторопласта). Все такие образцы (в том числе с усредненными
по толщине остаточных напряжений растяжения на уровне 120...150 МПа)
выдержали испытания в течение 500 ч.

При двухстороннем контакте с агрессивной средой аналогичные образ-
цы быстро (24...96 ч) растрескивались, причем трещины зарождались с по-
верхности НВ и зачастую были не сквозными, несмотря на большую
(>150 ч) выдержку в растворе после обнаружения трещин. Эти результаты
объясняются как уменьшением общего запаса потенциальной энергии уп-
ругой деформации металла, так и торможением электрохимических про-
цессов на поверхности, контактирующей с коррозионно-активной средой,
вследствие снижения остаточных напряжений в приповерхностных слоях.
Фактором, способствующим этому, может также служить более равномер-
ное распределение остаточных напряжений в приповерхностных слоях ме-
талла, обеспечивающее де концентрацию коррозионно-активных центров
[362]. Произведена приближенная оценка потенциальной энергии упругой
деформации образцов в состоянии после сварки и обработки взрывом с
использованием данных исследования распределения остаточных напря-
жений по толщине обработанных взрывом сварных соединений (под-
разд. 5.8) с предположением, что эпюры остаточных напряжений, дейст-
вующих на различном удалении от поверхности обработки, подобны. Рас-
чет показал [381], что если запас потенциальной энергии, например, в
сварном соединении 51 = 25 мм и снижается на 50 % и более, а усреднен-
ные по толщине металла напряжения растяжения не превышают 0,5от, то
оно обладает достаточно высокой коррозионной стойкостью.

Значительный интерес для практики эксплуатации баковой аппарату-
ры глиноземного производства представляет также вопрос обеспечения
коррозионной стойкости сварных соединений при производстве ремонт-
но-восстановительных работ после ее многолетней эксплуатации. Снятие
остаточных напряжений в ремонтных швах традиционными способами
затруднительно и малоэффективно, а зачастую вовсе невыполнимо. Воз-
можность использования в этих целях обработки взрывом исследована на
сварных образцах, вырезанных из корпусов декомпозеров УАЗа в местах
коррозионного растрескивания, а также на образцах-свидетелях, испытан-
ных в растворе нитратов. Трещины в указанных образцах предварительно
подвергали механической разделке, а затем заваривали вручную. После
проведения обработки взрывом образцы подвергали экспресс-испытаниям.

Ремонтные швы, не обработанные взрывом, растрескивались через
24.„96 ч испытаний, тогда как после обработки взрывом таких же образ-
цов растрескивания не наблюдалось. Это указывает на высокую эффекти-
вность и перспективность использования послесварочной обработки взры-
вом ремонтных швов крупногабаритной баковой аппаратуры глиноземного
производства.

По той же методике исследована стойкость против коррозионного рас-
трескивания кольцевых швов труб диаметром 168 и толщиной стенки
14 мм в состоянии после сварки, термообработки и обработки взрывом
сосредоточенными и комбинированными зарядами ВВ, а также труб диа-
метром 159 и толщиной стенки 5 мм и диаметром 220 и толщиной стенок
(7... 12) мм, вырезанных из действующих технологических трубопроводов
УАЗа (сосредоточенные заряды). Испытания выявили повышенную склон-
ность к растрескиванию сравнительно толстостенных труб диаметром 168
и толщиной стенки 14 мм, обработанных сосредоточенным зарядом ВВ, и
прошедших термообработку. Следует отметить, однако, смещение разру-
шения трубы, обработанной взрывом, в зону наводимых при этом напря-
жений растяжения на удаление около 100 мм от шва. Растрескивание пре-
дотвращается при использовании для обработки этих труб комбинирован-
ных зарядов ВВ, а для более тонкостенных труб — и сосредоточенных.

Сероводородсодержащая среда

Эксплуатация промысловых, технологических и магистра-
льных трубопроводов, транспортирующих среды с примесями влажного серо-
водорода (природный газ и конденсат, метанол и т. п.) осложнена опаснос-
тью сульфидного растрескивания металла труб и, в особенности, сварных со-
единений [478]. Одним из решающих факторов, обусловливающих понижен-
ную коррозионно-механическую прочность сварных соединений, являются
остаточные напряжения. Продольные стыки труб обычно не имеют остаточ-
ных напряжений, поскольку они подвергаются полной термической обработ-
ке на заводах-изготовителях в стационарных печах. Кольцевые сварные сое-
динения являются монтажными, они выполняются на специальных стелла-
жах [479] или непосредственно в трассовых условиях и для снятия остаточ-
ных напряжений подвергаются местной термообработке [408, 480], которая
дорого стоит и не всегда эффективна [482].

В целях исследования возможности обработки взрывом для повыше-
ния коррозионно-механической прочности сварных швов трубопроводов
проведены сравнительные испытания на склонность к сульфидному раст-
рескиванию натурных образцов труб из стали 20 размером 168x14x480 мм
после термической и взрывной обработки. Создание такой экономичной
высокопроизводительной и эффективной технологии приобретает актуа-
льность, в частности, в связи с разработкой и освоением газоконденсат-
ных месторождений, природный газ которых отличается повышенным со-
держанием сероводорода.

Проведение этих исследований было затруднено тем, что в настоящее
время отсутствуют стандартные или общепринятые методики ускоренных
коррозионных испытаний в сероводородсодержащих средах сварных образ-
цов, в которых сохраняется напряженное состояние, характерное для на-
турных сварных конструкций.

В связи с этим совместно со специалистами Оренбургского политех-
нического института, В ПО Оренбурггазпром и ПО Оренбурггаздобыча
разработана приближенная экс пресс-методика оценки склонности к суль-
фидному растрескиванию кольцевых швов трубопроводов, подвергнутых
различным видам известной послесварочной обработки [482], на основе
использования методики испытания модельных тонкостенных емкостей
внутренним давлением. Согласно этой методике испытывают сравнитель-
но тонкостенные емкости (8/2)= 0,03...0,05), где 8 и 2) толщина стенки и
диаметр емкости). В данном случае 8/2) = 0,09, а потому для расчета тан-
генциальных напряжений в трубе использовали известную формулу Ламе.
При этом напряжения во внутренних и наружных слоях трубы отличались
примерно на 30 %.
Рис. 5.103. Схема сборки сварной трубы для испытаний на склонность к сероводородно-
му растрескиванию. Пояснения в тексте

На рис. 5.103 приведена схема сборки трубы для испытаний. В трубу 5
с кольцевым швом посредине закачивали агрессивную жидкость — насы-
щенный водный раствор сероводорода с добавкой соляной кислоты до
рН 0,6. Торцы труб закрывали резьбовыми крышками 3 и 9, а внутреннюю
поверхность трубы на длине крышек защищали деревянными заглушками
10 с орган ос ил и кати ым покрытием 8. Торцы трубы и крышки изолирова-
ли резиновыми прокладками 7. Агрессивная среда находилась в контакте с
трубой на длине 240 мм. Давление агрессивного раствора создавалось по-
дачей в емкость трубы поршневым насосом масла 2 через канал 4. В про-
цессе испытания давление в трубах поддерживали постоянным и контро-
лировали манометром 1. Сборка помещалась в защитный кожух.

В предварительных экспериментах получены зависимости о(е) и опре-
делено давление, при котором возникают пластические деформации. Пер-
вые признаки текучести материала (двухосное растяжение) обнаружены
при давлении ~60 МПа.

При испытании сравнивали склонность к коррозионному растрески-
ванию сварных труб в трех состояниях: после сварки, термической обра-
ботки (в режиме высокого отпуска: температура 640 °С в течение 1 ч,
охлаждение с печью до 300 °С и далее на воздухе) и обработки взрывом
(см. рис. 5.58 и 5.88). Давление раствора составляло 56,6 и 40 МПа (номи-
нальные тангенциальные напряжения на наружной поверхности трубы —
256 и 200 МПа соответственно; в шве они были существенно меньше в
связи с утолщением его до 16...18 мм). Выбор высокого давления связан с
тем, что резко возрастает чувствительность стали к сульфидному растрес-
киванию и значительно сокращается долговечность труб [482]. Образцы
выдерживали под нагрузкой до момента падения давления в системе, сви-
детельствовавшего о зарождении разрушения, и, таким образом, критери-
ем стойкости против сульфидного растрескивания служило время до появ-
ления первой трещины. Для изучения характера повреждения трубы учас-
ток ее с трещиной вырезали и доламывали механически.

Несомненно, рассматриваемая методика является не вполне коррект-
ной с точки зрения выявления роли остаточных напряжений в растрески-
вании, поскольку их влияние нивелируется при высоком уровне прило-
женных напряжений, значительно больших эксплуатационных (в шлейф-
ных трубопроводах давление газа составляет 14... 15 МПа). Тем не менее
она позволяет изучить особенность разрушения труб и определить сравни-
тельную долговечность натурных трубных образцов в серо водород содер-
жащей среде.

Изучается возможность значительного уменьшения продолжительности
экспресс-методики испытаний натурных трубных образцов на сульфидное
растрескивание, основанной на использовании знакопеременной поляри-
зации металла [483]. Такая методика позволила бы более детально иссле-
довать влияние остаточных напряжений на коррозионное растрескивание
с дифференциацией стадий зарождения и развития трещины. Предварите-
льная кратковременная анодная поляризация приводит к возникновению
мелких очагов коррозии в виде питингов или язв, которые обычно являю-
тся концентраторами напряжений и очагами зарождения трещин. Кроме
того, локальное анодное разрушение пассивной оксидной пленки устраня-
ет барьеры для адсорбции водорода. Последующая катодная поляризация
и наводороживание на участках, где пассивная пленка нарушена или ос-
лаблена, приводят к развитию трещин по механизму водородного охруп-
чивания, который в настоящее время признается преобладающим в про-
цессе коррозионного растрескивания [393]. Поскольку водород в зависи-
мости от напряженного и структурного состояния металла в различной
степени влияет на быстроту его разрушения [384], можно уловить разницу
в склонности металла к коррозионному растрескиванию при незначитель-
ном изменении структурного состояния и интенсивности остаточных нап-
ряжений за сравнительно небольшое время испытаний.

Обратимся к результатам коррозионных испытаний по принятой ме-
тодике (табл. 5.12) [482]. Разрушение образцов в состоянии после сварки
при о < от (р = 40 МПа) происходило путем анодного растворения и необ-
ратимого водородного охрупчивания (образование и вскрытие подповерх-
ностных пузырей; рис. 5.104). В изломе образцов (рис. 5.105) видны следы
раскрытия множественных хрупких трещин и многих очагов активного
окисления металла в среде сероводорода. Такой характер повреждения ме-
талла наблюдался безотносительно к послесварочной обработке, в то вре-
мя как она существенно сказывалась на долговечности образцов (см.
табл. 5.12), причем труба со сварным швом, обработанным взрывом (схема
по рис. 5.88), не разрушилась спустя -13 мес пребывания под давлением
40 МПа агрессивного раствора.

Таблица 5.12. Результаты коррозионных испытаний

Состояние образцов	Давление, МПа	Время до разрушения, ч	Характер растрескивания
После сварки	56,6	310	Вдоль образующей трубы, начало в
	40,0	4320	ОШЗ
После термо-	56,6	380	То же
обработки	40,0	6480	
После обработ-	56,6	410	Вдоль образующей трубы по основ-
ки взрывом	40,0	>9500	ному металлу, на расстоянии 80 мм от шва  Разрушений нет (испытания прекращены)
Испытание сварных труб при р ~
= 40 МПа (стр = 312 МПа на внутренней
поверхности и ор - 256 МПа — на на-
ружной) не выявило на внутренней по-
верхности труб следов активного раз-
рушения, образования пузырей. Живу-
честь образцов в состоянии после свар-
ки, термической и взрывной обработки
оказалась практически одинаковой, хо-
тя налицо тенденция к ее повышению
при использовании послесварочной об-
работки, особенно, взрывной (дол Гове-

рте. 5.104. Характер повреждения
внутренней поверхности трубы в сос-
тоянии после сварки в результате
анодного растворения и необратимой
водородной хрупкости

чность возросла на —100 ч). Характер

разрушения труб в состоянии после сварки и термической обработки прак-

тически одинаков: трещины зарождались изнутри трубы в шве или зоне
термического влияния; развиваясь вдоль образующей, они пересекали шов
и достигали в обоих случаях максимальной длины -120 мм на внутренней

и -5 мм на наружной поверхности.

В трубе, обработанной взрывом, трещина образовалась в основном
металле трубы на удалении 80 мм от шва и была не сквозной. На
рис. 5.106 и 5.107 показаны зоны разрушения и кромки излома образцов в
состоянии после термообработки (отпуска) и обработки взрывом.

Для оценки гетерогенности сварных швов и влияния остаточных нап-

ряжений на чувствительность к растрескиванию в данной сероводородсо-
держащей среде использована методика измерения электрохимического
потенциала и его распределения на внутренней поверхности исследован-
ных труб, предложенная в работе [390] и состоявшая в следующем. Шов и
ОШЗ на длине 150 мм по обе стороны от шва зачищали механически до

металлического блеска и обезжиривали ацетоном.

Вдоль трубы прикрепляли ванночку с указанным выше водным раст-
вором Н28 с добавлением 5%-й НС1 до рН 0,6. Измерения электрохимиче-

ского потенциала производили с помощью высокоомного вольтметра.
Труба служила рабочим электродом. Хлор серебряный электрод сравнения
помещали в специальный капилляр, который крепился на приспособле-
нии, обеспечивавшем его перемещение внутри ванночки с электролитом.
Измерения начинали спустя 30 мин после его заливки через каждые 10 мм

Рнс. 5.105. Макроизлом
сварной трубы из стали
20 в состоянии после
сварки:

1 — зона расслоения; 2 —
эона ступенчатого излома;

3 — зона плоского отрыва
Рис. 5.106. Зона растрескива-
ния (о, б) и кромка излома (в,
г) сварной трубы из стали 20,
после высокого отпуска:

1 — зона ступенчатого разруше-
ния; 2 — зона долома

на расстоянии до 100 мм от шва. Результаты усредняли на трех участках
трубы. Графики распределения электрохимического потенциала сварных
соединений в различных состояниях приведены на рис. 5.108.

В трубе в исходном состоянии наиболее отрицательным потенциалом
обладает зона шва, тогда как в трубе, обработанной взрывом, он смещен
на основной металл. Потенциал термообработанной трубы распределен
так же неравномерно, как и у трубы в исходном состоянии, но он более
положителен. Результаты измерения остаточных напряжений и распреде-
ления электрохимического потенциала удовлетворительно объясняют дан-
ные о разрушении труб, полученные при их испытаниях под давлением
сероводородсодержащей среды (см. табл. 5.12).

Положительные данные лабораторных исследований стойкости об-
работанных взрывом кольцевых швов труб против сульфидного растре-
скивания послужили основанием для проведения сравнительных испы-
таний труб, прошедших термическую и взрывную обработку, на дейст-
вующем участке трубопровода в условиях Оренбургского газоконденсат-
ного комплекса. По техническому заданию ИЭС НАН Украины на уча-
стке № 7 установки комплексной подготовки газа Оренбурггазпром
изготовлен опытный шлейф (байпас) из труб диаметром 168 и толщи-
ной стенки 14 мм протяженностью около 25 м. Давление газа в шлей-
фе — 12 МПа, содержа-

ние сероводорода — око-
ло 2 %. Шлейф сварен из
22 труб длиной по 1 м;
количество контролируе-
мых стыков — 23, из ко-
торых восемь — термиче-
ски обработаны по ВСН-
2-61-75 [479], три — нор-
мализованы (920 °С, 30
мин) и 12 подвергнуты
обработке взрывом.

Рис. 5.107. Зона растрески-
вания (о) и кромка излома (6,
6) сварной трубы из стали 20,
после обработки взрывом:
7 — зона ступенчатого разруше-
ния; 2 — зона долома
Измерение остаточных напряже-
ний в районе кольцевых швов прове-
дены методом магнитоупругой тен-
зометрии [460, 472] (выполнено спе-
циалистами Киевского политехни-
ческого института *)• Протяженность
зоны контроля у каждого шва -400 мм.
Данные измерений свидетельствуют

о том, что интенсивность и характер
распределения остаточных напряже-
ний в кольцевых швах натурных тру-
бопроводов могут существенно отли-
чаться от таковых в лабораторных

Рис. 5.108. Распределение электрохими-
ческого потенциала в ОШЗ сварных труб
из стали 20 после сварки (1}, термичес-
кой (2}, взрывной (5) обработок

образцах (влияние способа монтажа, перекосов, провисания труб и т. д.).
В связи с этим режимы обработки взрывом стыков шлейфа корректи-

ровали с учетом реального распределения в ннх тангенциальных остато-
чных напряжений, а также температурных условий обработки (до
-30 °С). Обработку производили усиленными комбинированными заряда-
ми с однослойной (6...8 витков) плотной навивкой ДША (8 стыков) и двух-
слойной (4 стыка) с добавлением во втором слое 2...4 витков.

Анализ усредненных по однотипным сварным щвам тангенциальных
остаточных напряжений показывает, что все использованные виды после-
сварочной обработки позволяют значительно уменьшить уровень растяги-
вающих напряжений в шве. Вместе с тем обработка взрывом выгодно от-
личается тем, что создает в шве напряжения сжатия, благоприятно сказы-

вающиеся на его коррозионной стойкости.

Опытный байпас был подключен к действующей скважине. Спустя пол-

года безаварийной эксплуатации из него вырезана часть стыков (три обра-
ботанные взрывом, два термически обработанные по временным строитель-
ным нормам (ВСН) и один нормализованный) для проведения металлогра-
фических исследований и механических испытаний. После проведения ре-

Тоблицо 5.13. Результаты механических испыта-
ний соединений опытного байпаса (угол загиба
образцов 180 град)

Состояние образцов до испытаний в сероводород- содержащей среде	о„ МПа	%	ак, Дж/см:	
			20 “С	-30 вС
После сварки	490	17	18,5	9,5
После нормализации	460	21	19,5	10,5
После термообработки по ВСН-2-61-75	480	18	17,5	9,5
После обработки взрывом	490	16	18,0	9,5

Примечание. Приведены средние данные испыта-
ний пяти образцов.

монтных работ байпас вновь
был подключен к скважине и
в дальнейшем эксплуатировал-
ся безаварийно.

Металлографические ис-
следования металла швов, про-
шедших термическую и взрыв-
ную обработку, не выявили
между ними заметных разли-
чий. Микроструктуры шва и
основного металла трубы не-
посредственно под зарядом ВВ
не отличаются от таковых для

* Ныис — Национальный технический университет «Киевский политехнический
институт».
Таблица 5.14. Результаты испытании со-
единений на циклическую долговечность

Предвари- тельное со- стояние труб	Количество испытанных образцов	Время до зарожде- ния трещины, мин		
		ппп	тах	тк!
Термооб- работка по ВСН	5	225	480	302
Обработка взрывом	8	90	180	135

Примечание. Образец не резрушеи после
5,5 сут испытаний.

металла в состоянии после свар-
ки и указывают на несуществен-
ное влияние на иих обработки
взрывом; весьма близкими ока-
зались также данные испытаний
на загиб соединений, ударную
вязкость при нормальной и по-
ниженной температуре, растяже-
ние (табл. 5.13).

Оренбургским отделом Все-
союзного научно-исследовательско-
го института строительства тру-
бопроводов Миигазпрома СССР

проведены сравнительные исследования образцов сварных соединений,
изготовленных из труб, прошедших предварительную термическую обра-
ботку (по ВСЯ) и обработку взрывом, иа долговечность в сероводород со-
держа щей среде при пульсирующей нагрузке. Размеры образцов — 14х
х 130x200 мм, деформация — 0,1 %, частота нагружения — 160 циклов в
минуту. Результаты испытаний сведены в табл. 5.14.

Таким образом, лишь испытания иа долговечность в сероводородсоде-
ржащей среде при пульсирующей нагрузке обнаружили пониженные свой-
ства соединений, обработанных взрывом. Однако эффект взрыва (снятие
остаточных напряжений) рассчитан на трубную конструкцию, а потому по
подобным испытаниям образцов, вырезанным из нее (т. е. не имеющих
остаточных напряжений), нельзя достоверно судить о влиянии иа работос-
пособность в сероводородсодержащей среде натурной трубы после различ-
ных видов послесварочиой обработки.

Результаты проведенных исследований достаточно убедительно свиде-
тельствуют о том, что послес варочная обработка взрывом кольцевых швов
трубопроводов является эффективным средством повышения устойчивос-
ти их к коррозионному растрескиванию в средах, содержащих влажный

сероводород.

5.9.2.	Сопротивление усталости сварных соединений

Сварные соединения металлоконструкций не требуют про-
ведения поел с сварочных мероприятий, направленных на повышение усталос-
тной прочности, если испытываемые ими переменные стационарные или эк-
вивалентные напряжения ниже соответствующих пределов выносливости
[352].

Однако острая необходимость в такой операции появляется в связи с
тем, что пределы выносливости необработанных стыковых соединений
могут составлять только половину, а нахлесточных соединений 1/4... 1/6
пределов выносливости основного металла [352].
Считается установленным, что выносливость сварных соединений мо-
жет быть повышена применением поелесварочной обработки, направлен-
ной либо на создание в местах геометрических концентраторов напряже-
ний наклепа металла и полей остаточных напряжений сжатия [417, 484],
либо на полное или частичное снятие напряжений растяжения, ориенти-
рованных в направлении силового потока [352, 417 и др.].

Рассмотренные выше действующие факторы локального взрывного
нагружения, приводящего к образованию напряженно-деформированного
следа с двухосным напряженным состоянием, позволяют одновременно
решить обе эти задачи, а потому обработку взрывом априори можно рас-
сматривать как эффективное средство повышения выносливости сварных
соединений и машиностроительных деталей. В работе, выполненной впер-
вые в ИЭС НАН Украины [339], исследовано влияние обработки взрывом
на выносливость, главным образом, сварных образцов с резкими концент-
раторами напряжений, причем схемы обработки обеспечивали наклеп ме-
талла и наведение остаточных напряжений сжатия в зонах концентрации
напряжений без существенного снижения напряжений растяжения в образ-
це как целом [417]. Именно этим можно объяснить то, что эффективность
обработки взрывом оказалась наибольшей применительно к образцам с
лобовыми и фланговыми швами (см. табл. 5.1), в которых основным фак-
тором, определяющим сопротивление усталости, является концентрация
напряжений [352]. Установленная в последующих исследованиях [462] вы-
сокая эффективность снижения локальной обработкой взрывом остаточ-
ных напряжений первого рода, а также детальное изучение физических
механизмов воздействия ее на обрабатываемый металл [434] открыли но-
вые возможности данного вида поелесварочной обработки для увеличения
долговечности деталей и сварных соединений. Проиллюстрируем это нес-
колькими примерами.

Низкоуглеродистая и низколегированная сталь

Испытаниям на усталость подвергали сварные образцы из
низколегированной стали 14Г2 (ст8 = 480 МПа, о, = 360 МПа) и высокопроч-
ной стали 14Х2ГМР (о„ = 830 МПа, стт = 760 МПа) с пересекающимися шва-
ми, полученными сваркой под флюсами АН-348А и АН17М и проволоками
Св-08ГА и Св-10ХГН2МЮ соответственно (диаметр проволок — 5 мм). Раз-
меры образцов — 420x80x12 мм. Остаточные напряжения в образцах измеря-
ли с помощью неразрушающей ультразвуковой тензометрии [468] (для иден-
тификации образцов, подвергавшихся усталостным испытаниям) и проволо-
чными тензодатчиками сопротивления путем разрезки образцов на темплеты.

Усталостные испытания проводили при симметричном цикле напря-
жений (чистый изгиб) на машине с электромеханическим приводом. Об-
работку взрывом производили по двум схемам: 1) шнуровыми зарядами
(ДША), расположенными с двух сторон пластин по линиям сплавления
продольного шва; 2) так же ДША, уложенным по схеме «змейка» с ампли-
тудой А = 60 мм. Шаг «змейки» назначали исходя из условия обеспечения
одинаковых результирующих напряжений растяжения.
Принципиальное различие использованных схем обработки взрывом
состояло в том, что вторая схема, обеспечивая снижение продольных оста-
точных напряжений (ориентированных по направлению силового потока)
до заданного уровня, не приводила к наклепу и созданию полей напряже-
ний сжатия в зонах концентрации напряжений. Это позволяло оценить в
«чистом» виде влияние эффекта снятия остаточных напряжений на вынос-
ливость соединений.

В образцах, испытанных в исходном состоянии, трещины усталости за-
рождались исключительно по линиям сплавления поперечных швов с основ-
ным металлом на участках с высокими остаточными напряжениями, обра-
зовавшимися при наложении продольных швов. Образцы, подвергнутые
обработке взрывом (четырехкратное снижение остаточных напряжений),
разрушались в большинстве случаев вдали от основных концентраторов на-
пряжений — в зоне между поперечным швом и одним из захватов машины.
Результаты усталостных испытаний приведены на рис. 5.109, а, б. Пределы
выносливости обработанных взрывом соединений сталей 14Г2 и 14Х2ГМР
повышаются в среднем на 30...35 и 20...25 % при значениях результирующих
напряжений растяжения -0,25 и -0,4 исходных. Обращаясь к рис. 5.109, д,
отметим, что точки, соответствующие данным испытаний образцов, обрабо-
танных взрывом по схеме II, ложатся на кривую усталости, построенную по
результатам испытаний образцов, обработанных по схеме I. Это указывает
на то, что для сварных соединений данного вида эффект повышения выно-
сливости не зависит от схемы обработки взрывом и определяется, не-
видимому, только уровнем снижения напряжений растяжения.

Создаваемый локальной обработкой взрывом напряженно-деформи-
рованный след с двухосными напряжениями сжатия может быть исполь-
зован для повышения сопротивления усталости машиностроительных де-
талей, изготовленных без применения сварки. Эффективность такой обра-
ботки исследована [485] на плоских образцах из низколегированной стали
15ХСВД (о8 = 500 МПа, стт = 350 МПа) с концентраторами напряжений в
виде боковых выкружек (рис. 5.110, а). С целью снятия начальных остато-
чных напряжений, обусловленных механической обработкой, все образцы
перед обработкой взрывом подвергали высокому отпуску при температуре
650 °С. Обработку взрывом образцов в местах концентраторов напряжений
производили зарядами гексогена насыпной плотности, помещенными в
поливинилхлоридные трубки диаметром от 3 до 9 мм.

Схема расположения заряда в боковой выкружке показана на
рис. 5.110, а (в одном режиме производилась обработка нескольких образ-
цов, собранных в пакет). После обработки взрывом твердость образцов в
зоне концентраторов заметно повышалась; при этом в приповерхностных
слоях образцов возникали напряжения сжатия до 120 МПа. Аномальный
ход кривой зависимости с/ от диаметра заряда Л при > 5 мм связан с раз-
витием в районе выкружек значительных пластических деформаций, при-
водящих к релаксации напряжен но-деформированного следа, а следователь-
но, к уменьшению его интенсивности; снижение твердости при б/ > 7,6 мм
объясняется, вероятно, тепловыми эффектами сильного ударно-волнового
нагружения.
Рис. 5.109. Результаты усталост-
ных испытаний образцов стали
14Г2 (а) и 14Х2ГМР (б) с пересе-
кающимися швами:

1 — после сварки; 2 — после обрабо-
тки взрывом по линейной схеме; 3 —
то же по схеме «змейка»

Поскольку основной вклад
в повышение выносливо-
сти образцов с концентра-
торами напряжений вносят
остаточные напряжения сжа-
тия, для оценки эффектив-
ности локальной обработки
взрывом усталостным испы-
таниям подвергали образцы,
в которых сжимающие оста-
точные напряжения были мак-
симальными (диаметр заряда
4,8 мм).

Испытания проводили
при Л, = -1 на гидравличес-

ком пульсаторе ВДМ-10пу. Критерием разрушения служил полный излом

образцов. При этом фиксировали и промежуточные стадии разрушения:
момент зарождения усталостной трешины и долговечность, соответствую-
щую развитию трещины длиной 2...3 мм. Полученные данные позволили

оценить эффективность обработки взрывом не только по изменению пре-
делов выносливости на базе 5 106 циклов, но и сравнить живучесть 7УЖ

б

обработанных и не обрабо-
танных взрывом образцов в
области ограниченной дол-
говечности, характеризующей
способность материала вос-
принимать нагрузки при на-
личии трещин: ЛГЖ = ЛГР -
где количество циклов
до разрушения, ЛГО — то же
до образования усталостной
трещины. В зависимости от
стадии усталостного разру-
шения пределы выносливос-
ти образцов после обработки

а

Рис. 5.110. Конструкция и схема
обработки взрывом образцов с
концентраторами напряжений в
виде боковых выкружек (а) и ост-
рого надреза (б)
Рис. 5.111. Результаты усталостных
испытаний образцов с боковыми
выкружками в исходном состоянии
(/) и после обработки взрывом {2);
а — стадия зарождения трещины, б —
стадия развития трещины глубиной
2...3 мм, & — стадия полного излома

взрывом повысились на 15...
20 МПа (рис. 5,111). Долго-
вечность образцов в ограни-
ченной области возросла в
3...5 раз, живучесть увеличи-
лась на порядок и более
(рис. 5.112) [485].

Как известно, одним из
показателей, характеризующим
несущую способность мате-
риалов и сварных соединений

при циклических нагрузках,
является их сопротивляемость развитию усталостных трещин. Стадия раз-

вития усталостной трещины, оцениваемая количеством циклов, в ряде
случаев может составлять до 70...90 % общей долговечности изделия. Пре-
дотвращение или замедление развития трещин может быть достигнуто
[365] путем изменения в благоприятном направлении свойств металла и
его остаточной напряженности. Эффективность использования для этих
целей обработки взрывом определяли на крупномасштабных плоских об-
разцах из низколегированной стали 15ХСНД размером 640x160x20 мм с
центрально-рас положе иным концентратором напряжений в виде отверс-
тия диаметром 8 мм с надрезами, имитирующими трещиноподобные де-
фекты сварных швов (см. рис. 5,110, б). Образцы после высокого отпуска
подвергали двухсторонней обработке взрывом зарядами пластика Г-75
шириной 30 мм и толщиной 6 мм, отстоявшими от концов надрезов на
~10 мм. С помощью отрезков ДШ производили строго синхронное ини-
циирование пар зарядов, расположенных на обеих поверхностях пласти-
ны, в результате чего в зонах их расположения образовывался нерелакси-
рованный напряженно-деформированный след с напряжениями, ориенти-
рованными вдоль продольной оси образца, составляющими ~0,5стт. Шири-

на следа была несколько больше ширины заряда, так что вершина надреза

располагалась вблизи зоны действия напряжений сжатия напряжен но-де-

формированного следа.

Рис. 5.112. Живучесть в области
ограниченной долговечности образ-
цов с боковыми выкружками:

1 — в исходном состоянии, 2 — после
обработки взрывом
Рнс. 5.113. Зависимость длины трещины усталост-
ного разрушения от количества циклов = 0)
образцов стали 15ХСНД с надрезом в исходном
состоянии (7) и после обработки взрывом (2)

Усталостные испытания проводили при
отнулевом (пульсирующем) цикле на гид-
равлическом пульсаторе ЦДМ-200пу. По-
дробно методика испытаний изложена в
работах [364, 366]; результаты представле-
ны на рис. 5.113 и свидетельствуют о су-
щественном уменьшении скорости уста-
лостного разрушения в результате обрабо-
тки взрывом.

При испытании аналогичных образ-

цов [417] исследовано также влияние режимов взрывного нагружения на
эффект торможения трещин усталостного разрушения, который оценивали
путем построения зависимостей скорости распространения трещины уста-
лости от размаха коэффициента интенсивности напряжений (КИН), хара-
ктеризующего напряженно-деформированное состояние в вершине разви-
вающейся трещины. Скорость последней находили методом дифференци-
рования экспериментальных зависимостей длины трещины от количества
циклов. Размах КИН определяли по формулам, приведенным в работе
[477], с учетом поправки для полосы конечной ширины [366].

При обработке взрывом использовали одно- и двухсторонние заряды
пластика Г-75 толщиной 4 мм, геометрия и расположение которых на пла-
стине показаны на рис. 5.110. При проведении односторонней обработки
во избежание деформирования пластин их помещали на массивное сталь-

ное основание; при двухсторонней обработке (толщина зарядов 4 мм) пла-

36-5-1832

стины устанавливали вертикально. Ини-
циирование пар зарядов (1 и 2), находив-
шихся на каждой из поверхностей пласти-
ны, производили одним миллисекундным
электродетонатором типа ЭД-8.

В процессе обработки детонация пары
зарядов, расположенных по одну сторону
от надреза, была иногда не вполне синфа-
зной, что приводило к возникновению в
зонах под зарядами заметных деформаций
изгиба. Этим создавались условия, благо-
приятствующие релаксации напряжений

Рис. 5.114. Зависимость скорости усталостной тре-
щины от размаха КИН для образцов (рис. 5.110, 6) в
исходном состоянии (7), после двухсторонней обре-
ботки взрывом (2) зарядами Г-75 высотой 4 мм, пос-
ле односторонней обреботки взрывом (3) теми же
зарядами и для образцов после односторонней об-
работки взрывом зарядами Г-75 высотой 6 мм (4)
в напряженно-дефор мированном следе, образующемся в металле при про-
хождении УВ (подразд. 2.4). Процесс релаксации напряжений в следе, как
отмечалось выше (подразд. 5.2), приводит к снижению его интенсивности
(практически до нулевых напряжений, независимо от исходного напря-
женного состояния металла), а следовательно, такая обработка позволяла
раздельно оценить влияние только наклепа металла на сопротивляемость
его развитию усталостного разрушения.

Результаты испытаний (методика та же [364, 366]) приведены на
рис. 5.114, из которого следует, что только наклепанный УВ металл с на-
пряженно-деформированным следом незначительной интенсивности, об-
ладает практически одинаковой сопротивляемостью развитию трещины на
стадии ее докритического роста по сравнению с отпущенным образцом
(кривые 2 и 1 соответственно). В пластинах, обработанных с одной сторо-
ны (на жестком основании), образовывался напряжен но-деформирова и -
ный след с ориентированными вдоль их продольной оси напряжениями
сжатия, равными примерно (0,3...0,5)0,. Вследствие этого наблюдается су-
щественное замедление скорости усталостного разрушения (кривая 5),
особенно заметное при обработке зарядами толщиной 6 мм (кривая 4),
обеспечивающими формирование следа с напряжениями сжатия, близки-
ми к 0,5от.

Долговечность при криогенных температурах
сварных соединений аустенитных сталей

Сварные соединения хромоникелевых аустенитных сталей
криогенного назначения имеют высокие прочностные характеристики и боль-
шой запас пластичности, но сравнительно низкие пределы выносливости при
низкотемпературных испытаниях. Эго обусловлено прежде всего влиянием
высокой концентрации напряжений в месте перехода от шва к основному
металлу. В этой зоне сварного соединения напряжения от эксплуатационной
нагрузки суммируются с дополнительными растягивающими напряжениями,
вызванными изгибающими моментами (дефекты типа «угловатости», смеще-
ния кромок и т, д.), а также сварочными остаточными напряжениями, что
также отрицательно сказывается на выносливости сварных соединений.

На рис. 5.115 в качестве примера приведена эпюра остаточных напря-
жений в стыковом сварном соединении сложнолегированной высокопроч-
ной стали аустенитного класса 08Х18Н67М5В5ТЗЮ, по которому можно
видеть, сколь значительны сварочные напряжения растяжения.

До настоящего времени при изготовлении сварных конструкций кри-
огенного назначения удаление усиления шва, за редким исключением,
было едва ли не единственным способом уменьшения концентрации нап-
ряжений, а следовательно, и повышения сопротивления усталостным раз-
рушениям. Применение упрочняющих обработок, основанных на созда-
нии остаточных напряжений сжатия в местах предполагаемых разруше-
ний, ограничивалось из-за возможного снижения сопротивляемости свар-
ных соединений хрупкому разрушению при низких температурах.

В подразд. 5.1 на примере конструкционных сталей показано, что в
отличие от некоторых традиционных послесварочных обработок обработка
Рис. 5.115. Эпюры остаточных напряжений в стыковом соединении сложнолегированной
аустенитной стали

Рис. 5.116. Влияние различных видов упрочняющей обработки на сопротивление усталос-
ти сварных соединений стали ОЗХ20Н16АГ6 при температуре 77 К:

1 — состояние после сварки; 2 — аргонодуговое оплавление; 3 — механическая зачистка (снятие
усиления шва); 4 — обработка взрывом

взрывом не сказывается существенно на сопротивляемости сварных сое-
динсний хрупким разрушениям в условиях низких температур. Аналогич-
ные выводы, как будет показано ниже, получены и при испытании соеди-
нений других сталей. Исследовано влияние обработки взрывом на цикли-
ческую долговечность сварных стыковых соединений стали ОЗХ2ОН16АГ6
при температуре 77 К в сравнении с аргонодуговым оплавлением и меха-
нической зачисткой сварных швов.

Сварку пластин размером 400x200x20 мм производили в Х-образную
разделку проволокой ОХ19Н15Г6М2АВ2 под флюсом АНК-45 за два про-
хода по режимам: сила тока — 450 А; напряжение — 36 В; скорость свар-
ки — 21 м/ч. После сварки размеры технологического валика усиления
составляли: высота — 2,0...2,2 мм; ширина — 20...22 мм; минимальные ра-
диусы перехода от шва к основному металлу составили 0,45 мм. При этом
теоретический коэффициент концентрации напряжений, рассчитанный
для сварных стыковых соединений большой толшины, по данным работ
[402, 486], составил = 2,16.

Образцы для испытаний на усталость изготавливали путем разрезки
сварной пластины на темплеты шириной 60 мм. Боковые поверхности об-
разцов шлифовали. Обработку взрывом проводили по режимам, опреде-
ленным по методике, изложенной в подразд. 5.5. Аргонодуговую обработ-
ку выполняли с использованием серийно выпускаемого оборудования.
Обработка взрывом создавала остаточные напряжения сжатия, близкие по
значениям к пределу текучести стали. При этом металл в приповерхност-
36*
новешивающие напряжения растяжения,

Рис, 5.117. Образец для испытаний
на усталость и характер разрушения
образцов при температуре 77К:
а —образец после обработки взрывом (а и
“= 262 МПа, 1,5  10* циклов); 6 — после
сварки (о = 265 МПа, 1,52 - 10* циклов);
стрелками указаны места разрушения

ном слое упрочнялся в сред-
нем на 20 %. Глубина упроч-
ненного слоя составляла в дан-
ном случае 1,7 мм и примерно
совпадала с глубиной залегания
напряжений сжатия, созданных
обработкой взрывом. В средней
части образца возникали урав-
которые, однако, не анализиру-

ются в связи с тем, что за процессы, определяющие зарождение и разви-
тие усталостных трещин, несут ответственность приповерхностные слои
металла толщиной порядка 1...3 размера зерна [352].

Оплавление зоны сопряжения металла шва с основным металлом выпол-
нено не плавящимся вольфрамовым электродом в среде аргона при напряже-
нии электрической дуги 12 В и силе тока 200 А. После аргонодуговой обработ-
ки минимальные радиусы сопряжения увеличились до -4 мм, теоретический
коэффициент концентрации напряжений составил при этом = 1,41.

Механическую зачистку осуществляли грубым наждачным камнем в
направлении вдоль сварных швов до полного снятия усиления.

Испытания на усталость проводили при симметричном цикле дефор-
маций на установке с электромеханическим возбуждением [487]. Вид на-
пряженного состояния — чистый изгиб. Среднюю деформацию в верхних
волокнах образца измеряли прогибомером с базой измерения 90 мм. Ис-
пытания проводили до полного разрушения образца при уровнях средней
деформации, близких к пределу выносливости гладких образцов основ-
ного металла на базе 2 - 106 циклов.

Результаты испытаний представлены на рис. 5.116 в виде зависимос-
тей Аг = ЛЕа)’ Из рисунка видно существенное положительное влияние уп-
рочняющих обработок на долговечность сварных соединений. Обработка
взрывом повышает долговечность сварных соединений в ~10 раз прн сред-
ней деформации цикла ец = 10“3. Высокая эффективность обработки взры-
вом объясняется прежде всего наведением в местах концентраторов поверх-
ностных напряжений сжатия.

Аргонодуговая обработка и механическая зачистка швов занимают
промежуточное место по эффективности влияния на долговечность. Не-
стабильность локализации места разрушения после аргонодуговой обрабо-
тки свидетельствует о возможном отрицательном побочном эффекте опла-
вления дугой в среде аргона на соседние области сварного соединения.

Усталостные трещины в необработанных сварных соединениях зарож-
дались на поверхности образцов вдоль линии сплавления. Зачастую разру-
шение начиналось из нескольких очагов. После обработки взрывом образцы
Рис. 5.118. Темп лет части разрушен-
ного образца:

а — трещина, зародившаяся от концент*
ратора в эоне перехода от шва к основ-
ному металлу; б — место разрушения

разрушались, как правило, по основному металлу, но иногда и по шву
(рис. 5.117). В тех случаях, когда разрушение происходило по основному
металлу, усталостная трещина возникала также и в месте перехода от шва
к основному металлу (рис. 5.118), но скорость ее роста замедляло поле
приповерхностных напряжений сжатия, наведенных обработкой взрывом.

Образцы со снятым усилием разрушались по линии сплавления. Тре-
щина инициировалась от черточки, нанесенной механической зачисткой,
что подтверждает известный факт [352] повышенной чувствительности
сталей к царапинам при циклическом нагружении в среде жидкого азота.
Образцы после аргонодуговой обработки разрушались по шву, по линии
оплавленной зоны сопряжения шва и основного металла и иногда по ос-
новному металлу в нескольких миллиметрах от линии сплавления.

Разнообразие способов повышения сопротивления усталости сварных
соединений дает возможность назначать для конкретной конструкции
упрочняющую обработку, отвечающую технико-эксплуатационным требо-
ваниям по ее прочности и надежности. Так, для генераторов ВРУ, эксплу-
атирующихся в условиях криогенных температур, традиционно считаются
целесообразными улучшающие обработки сварного шва и ОШЗ, основан-
ные на снижении концентрации напряжений (механическая зачистка, ар-
гонодуговое оплавление кромок и т.д.), так как при снижении температу-
ры с 293 К до 77 К чувствительность таких сталей к концентрации напря-
жений резко повышается, особенно при циклическом нагружении.

Повышенна сопротивления усталости сварных
соединении высокопробной корпусной стали

Оценку эффективности применения обработки взрывом
для повышения сопротивления усталости сварных металлоконструкций, изго-
тавливаемых из аустенитных сталей типа АК, обладающих большим запасом
пластичности при низких температурах проводили на образцах таврового ти-
па с поперечными угловыми швами (рис. 5.119) и со стыковым швом, выпол-
ненными аустенитными и ферритными электродами. Испытания проводили
на динамическом пульсаторе с частотой нагружения 7 Гц при различных ко-
эффициентах асимметрии цикла. База испытаний — 2- Коциклов. Исполь-
зованы образцы с соотношением катетов угловых швов 2:1 и 1:1.

При обработке взрывом использовали линейные заряды ВВ, обеспечи-
вавшие образование в поверхностном слое образца напряженно-деформи-
рованного следа с о, =	= - 100 МПа.
Рис. 5.119. Образцы для испытаний на
усталость

В исходном состоянии пределы вы-
носливости образцов с отношением ка-
тетов угловых швов 2:1, выполненных
ферритными и аустенитными электро-
дами, составили 105 и 80 МПа соответ-
ственно (рис. 5.120). Обработка взры-
вом привела к повышению пределов
выносливости соединений, выполненных
ферритными электродами до -150 МПа
и аустенитными - до -130 МПа. Ис-
пытания проводили при Д, - 0.

Следующий этап исследований включал в себя оценку эффективности
обработки взрывом сварных соединений высокопрочной стали в зависи-
мости от асимметрии цикла нагружения. Испытания на усталость образ-
цов проводили при симметричном (^ = -1), пульсирующем (7^ = 0) и
асимметричном (Л„ = + 0,6) циклах нагружения. Предел выносливости об-
разцов, выполненных ферритными электродами повысился от 125 МПа
при = -1 до 155 МПа при Л^ = 0, при этом циклическая долговечность в
многоцикловой области нагружения увеличивалась в 3...6 раз по сравне-
нию с исходным состоянием (рис. 5.121).

Следует отметить, что в этом эксперименте применяли образцы с «от-
жигающими» валиками в районе линии сплавления, которые заметно
снижали коэффициент концентрации напряжений в сварном соединении.
По мере увеличения коэффициента асимметрии цикла до = + 0,6 и уров-
ня действующих нагрузок наблюдается снижение эффективности обработ-
ки взрывом (см. рис. 5. 121, б).

Выполнены также исследования эффективности обработки азрывом
образцов при высоком уровне действующих нагрузок и коэффициенте
асимметрии цикла Л^ = 0, характерном для многих несущих элементов кон-
струкций. Испытаниям на усталость подвергали образцы, выполненные
аустенитными электродами с отношением катетов угловых швов 2:1.

Рис. 5.120. Усталостные кривые образцов в исходном состоянии, сва-
ренных аустенитным (о) н ферритным (б) электродами.

Состояние образце»: 1 — поел» обработки взрывом; 2 — исходное
Рис. 5.121. Усталостные кривые образцов при характеристике цикла
нагружения:
о — йа=0; б —	+ 0,6.

Условные обозначения см. рис, 5.120

База испытаний охватывала 104...]О7циклов. Результаты испытаний на
усталость (рис. 5.122) свидетельствуют о том, что в среднецикловой области
нагружения 105) обработка взрывом не приводит к заметному увеличе-
нию циклической долговечности сварных соединений. По мере снижения
уровня действующих напряжений наблюдается существенное увеличение
циклической долговечности и повышение предела выносливости сварных
соединений.

В многоцикловой области нагружения обработка взрывом приводит к
увеличению циклической долговечности сварных соединений на порядок
по сравнению с циклической долговечностью однотипных образцов, ис-
пытанных в исходном состоянии. Эти результаты могут служить основа-
нием рекомендовать обработку взрывом в качестве меры увеличения цик-
лической долговечности сварных соединений элементов конструкций из
высокопрочной стали, несущая способность которых определяется сопро-
тивлением усталости соединений в многоцикловой области нагружения.
Применительно к мало- и средне цикловой областям нагружения требуется,

Рис. 5.122. Усталостные кривые
образцов, сваренных аустенитными
электродами, при /?о — 0.

Условные обозначения см. рис. 5.120
очевидно, проведение дополнительных исследований, направленных на
отработку технологий обработки взрывом и определение ее оптимальных
параметров, которые обеспечат увеличение циклической долговечности
соединений и в этих условиях нагружения. Сходные результаты получены
и при испытаниях на усталость стыковых соединений.

Повышение сопротивления усталости соединений
микролегироваииой стали повышенной прочности

При сооружении резервуаров большой емкости широко
применяются стали повышенной прочности (от= 450...550 МПа, ств^600...
700 МПа). Во время эксплуатации такие резервуары нередко испытывают
значительные деформации при их заполнении и от вибрации, что приво-
дит к возникновению трещин усталости, которые обнаруживаются в райо-
не сварных швов уже через несколько лет эксплуатации. Это обстоятельс-
тво предопределяет необходимость применения дополнительных послесва-
рочных обработок сварных соединений, направленных на повышение на-
дежности конструкций.

Выполнены исследования влияния обработки взрывом на характеристи-
ки усталости стали НИОМОЛ-490 (стт = 490 МПа, ств = 640 МПа). Исследова-
ны четыре вида послесварочной обработки стыкового сварного соединения,
которые должны обеспечивать его оптимальные механические свойства. Эф-
фективность каждой технологической обработки оценивали по сопротивле-
нию усталости сварного соединения при отнулевом (пульсирующем) цикле
нагружения по сравнению с исходным состоянием. Пределы выносливости
определяли расчетным путем при использовании данных о долговечности
испытываемых образцов. База испытаний составляла 2  106 циклов.

Испытания стыковых сварных соединений микролегированной стали
НИОМОЛ-490 проводили на образцах с пересекающимися швами, разме-
ры которых приведены на рис. 5.123. В образцах после наложения попере-

чного валика наводили высокие остаточные напряжения путем нанесения
с двух противоположных сторон продольных наплавок. При этом в районе
концентраторов сварного шва возникали напряжения растяжения, близкие
по значению к пределу текучести стали (стт = 490 МПа).

В таком состоянии образцы подвергали термической обработке (высо-
кий отпуск), виброобработке и обработке взрывом. Кроме того, одна пар-

Рис. 5.123. Образец для испытаний на
усталость

тия образцов была подвержена сварке
непосредственно в процессе вибра-
ции. Все образцы испытывали при
пульсирующем гармоническом нагру-
жении с Д, = 0 в условиях трехточеч-
ного изгиба. Схема нагружения образ-
ца приведена на рис. 5.124. Образец
4 располагали на центральной опоре
6 так, как показано на рисунке. Вто-
рой опорой служил динамометр сжа-
тия 5. Нагружение образца произво-
дили при заданном размахе его проги-
ба, который задавали положением
эксцентриковой втулки 2 на криво-
шипе приводного вала. Давление на
образец передавалось через устройст-
во 5, которое имело возможность со-
вершать возвратно-поступательное дви-
жение, и шарикоподшипник 7, на-
прессованный на эксцентриковую
втулку 2. Усилие Р, действующее на
образец в точке его соприкосновения
с опорой 5, измеряли динамометром

Рис. 5.124. Схема нагружения. Поясне-
ния в тексте

при медленном проворачивании приводного вала. Испытания на усталость
проводили при частоте нагружения 2100 цикл/мин.

Номинальные максимальные напряжения стпих в сечении, проходящем

Ж	А

через трещину усталости, определяли по формуле стпих = у , где о —
001

ширина образца; 3( — его толщина; — расстояние от точки приложе-
ния силы Р до трещины усталости.

Трещина усталости зарождалась, как правило, по линии сплавления
металла шва с основным металлом. Размер трещины на поверхности образ-
ца определяли с помощью керосиновой пробы. Под разрушением образца
понимали такое его состояние, когда глубина трещины достигала 3^ =
= 4 мм. Выбор этого критерия соответствует рекомендациям В.И. Труфя-
кова [352, 418].

Чтобы использовать этот критерий, определяли длину трещины 2С на
поверхности образца, соответствующую фиксированной глубине трещины.
Испытания образцов останавливали при определенной (одинаковой) дли-
не трещины. Затем образцы охлаждали до температуры жидкого азота и
разрушали.

Результаты измерений глубины трещины 3^ в зависимости от ее дли-
ны 2С на поверхности образца показали, что глубине трещины Др = 4 мм
соответствует ее длина на поверхности образца 2С= 13,5 мм. По этому
размеру трещины определяли количество циклов до разрушения по гра-
фику «длина трещины 2С — количество циклов нагружения №. Такие
графики строили для каждого образца. Измерения напряжений проводили
магнитоупругим способом и механическим деформометром. Перед изме-
рением способом магнитоупругой тензометрии прибор 5ММТ-2 подвергал-
ся специальной градуировке с целью определения зависимости показаний
прибора ц от интенсивности механических напряжений для стали НИО-
МОЛ-490. В результате строили зависимость ст = /(ц), которую использова-
ли при пересчете показаний прибора в величину напряжения.

Как было отмечено, в сварных соединениях максимальное увеличение
остаточных напряжений в районе сварного шва достигалось путем нанесе-
ния продольных наплавок с двух сторон образца. При этом в районе кон-
центраторов сварного шва возникали напряжения растяжения, близкие по
значению к пределу текучести стали (стт = 490 МПа).
Рис. 5.125. Усталостные кри-
вые образцов:

7 — в состоянии после свар-
ки; 2 — после термообработ-
ки; 3 — после сварки в процес-
се вибрации; 4 — после вибро-
обработки; 5 — после обработ-
ки взрывом

Термообработку проводили по режиму высокого отпуска, обеспечива-
вшему снижение остаточных напряжений в районе сварного шва на
~75 %. Виброобработка снижает максимальные значения напряжений рас-
тяжения в шве в среднем на ~50 %. Вибрация в процессе сварки дает умень-
шение напряжений растяжения в районе шва в среднем на -40 %. В качес-
тве ВВ использовали заряды ДШЭ-12. Режим обработки взрывом обеспе-
чивал наведение в зоне концентраторов напряжений (переход от шва к
основному металлу) максимальных напряжений сжатия на уровне -240 МПа.

Результаты испытаний стыковых сварных соединений микролегиро-
ван ной стали НИОМОЛ-490 как в исходном состоянии, так и после раз-
личных технологических обработок, приведены на рис. 5.125.

Анализ кривых усталости показывает, что сопротиаление усталости
стыковых соединений стали НИОМОЛ-490, подвергнутых термообработке и
виброобработке (табл. 5.15) с целью снижения остаточных напряжений, не
отличается от сопротивления усталости стыкового соединения в исходном
состоянии. Стыковые соединения, сваренные в процессе вибрации, имели
несколько меньшее сопротиаление усталости по сравнению со сваренны-
ми традиционным способом.

Стыковые соединения пос- ле обработки взрывом показали заметное увеличение сопротив- ления усталости по сравнению	Таблица 5.15. Результаты испытаний иа уста- лость стыкового соедииенил микролегиро- ванной стали НИОМОЛ-490 после обработки взрывом при гармоническом и ударном (при ( - -60 °С) нагружении = 0)		
со стыковым соединением в ис- ходном состоянии. Ориентиро- вочные значения пределов вы- носливости стыковых соедине- ний в исходном состоянии и после различных технологичес- ких обработок, определенных на базе	2  106 циклов, при-  ведены в табл. 5.15. В этой же таблице приведены пределы вы- носливости сварных соедине-	Состояние сварного соединения	Вид нагружения	
		Гармоническое а0, МПа	Ударное а™, МПа
	Исходное После термообработки После виброобработки Сварка в процессе вибрации	295  270  290  260	255  234  251  225
ний в условиях повторного ударного нагружения при температуре -60 °С,
полученные расчетным путем по формуле

оГР (0,75а + 5,68  10-®ЛГ)ао,

где ст0 — предел выносливости при отнулевом цикле в условиях гармони-
ческого нагружения при комнатной температуре, ТУ — базовое количество
циклов нагружения, для которого определяется предел выносливости свар-
ного соединения при ударном нагружении и температуре -60 °С. Приве-
денная формула получена в Институте проблем прочности НАН Украины
на основании исследований сопротивления усталости стыковых сварных
соединений низколегированных сталей при ударном приложении нагрузки
[129].

Проведенные испытания в условиях гармонического изгиба при ко-
эффициенте асимметрии цикла = 0 позволяют заключить, что повыше-
ние сопротивления усталости и долговечности стыкового сварного соеди-
нения стали НИОМОЛ-490 обнаружено только после обработки взрывом.
Другие технологические обработки положительного эффекта не дали.

В результате испытания образцов при отнулевом цикле нагружения
после высокого отпуска их долговечность примерно соответствовала дол-
говечности образцов в исходном состоянии. Это объясняется тем, что на-
пряжения растяжения снижались под действием сравнительно высокого
уровня рабочих напряжений в первых циклах нагружения. Полученные ре-
зультаты полностью согласуются с данными исследований, проведенных в
ИЭС НАН Украины на однотипных образцах стали 14Г2С (стт= 360 МПа;
сгв= 520 МПа), в которых долговечность при отнулевом цикле напряжений
растяжения в результате термообработки не изменилась; при симметрич-
ном цикле нагружения установлен небольшой эффект от применения тер-
мообработки; в условиях асимметричного цикла нагружения после термо-
обработки наблюдался отрицательный эффект, что можно объяснить разу-
прочнением металла ОШЗ. Аналогичных результатов следует ожидать и
для образцов из стали НИОМОЛ-490 в рассматриваемом случае. Вибраци-
онная обработка, выполнявшаяся после сварки, не привела к увеличению
циклической долговечности образцов. Возможно, накопление усталостных
повреждений в сварном соединении в процессе виброобработки оказало
большее влияние на циклическую долговечность, чем уменьшение растя-
гивающих остаточных напряжений. Не привела к положительному эффек-
ту и вибрация образцов в процессе сварки. Более того, при высоком уров-
не напряжений наблюдалось заметное снижение долговечности образцов.

Обработка взрывом привела к значительному повышению долговеч-
ности исследованных сварных соединений, особенно при низких номиналь-
ных уровнях нагрузки. Создание локальной обработки взрывом благоприят-
ных приповерхностных напряжений сжатия в зонах концентраторов поз-
волило увеличить циклическую долговечность сварных соединений на базе
испытаний циклов практически на порядок. Ранее проведенные в СССР
исследования позволяют также сделать вывод о сохранении высокой эф-
фективности обработки взрывом сварных соединений низкоуглеродистых,
низколегированных и высокопрочных сталей в широком диапазоне изме-
нения коэффициента асимметрии цикла в многоцикловой области нагру-
жения (циклов). В результате проведенных исследований можно сделать
вывод о том, что наиболее перспективным способом повышения сопротив-
ления усталости сварных соединений сталей повышенной прочности (типа
НИОМОЛ-490 и ей подобных) является обработка взрывом.

5.9.3.	Повышение сопротивляемости сварных
соединений низкоуглеродистой стали
хрупким разрушениям

Низкоуглеродистые стали благодаря низкой стоимости, хо-
рошей обрабатываемости и свариваемости получили широкое распростране-
ние для изготовления сварных конструкций различного назначения. За пос-
ледние десятилетия накоплен и проанализирован обширный фактический
материал по разрушениям конструкций из этих сталей (см., например, [114,
352, 358 и др.[). Полученные данные послужили основой для изучения фено-
менологии и механизмов разрушения сварных соединений, в том числе при
низких температурах и при воздействии коррозионно-активных сред. Они
позволяют также планировать дальнейшие исследования в этом направлении
на хорошо разработанной научной основе.

Исследования возможности и эффективности использования для ре-
шения указанной проблемы обработки взрывом выполнены на примере
низкоуглеродистой стали СтЗ. При этом принималась во внимание также
общность особенностей технологии сварки и рекомендаций по послесва-
рочным обработкам соединений для низкоуглеродистых и кремний-
марганцовистых низколегированных сталей с пределом текучести до
~35О МПа, которые находят все большее применение в сварных конструк-
циях общего назначения. Образцы изготавливали из горячекатаной кипя-
щей и спокойной стали СтЗ мартеновского производства со стандартными
механическими свойствами и химическим составом.

Большая часть исследований выполнена на металле толщиной 9... 14 мм,
в ряде случаев использованы листы толщиной 7...8 и 18...20 мм. Заметим,
что влияние толщины основного металла и сварных соединений на сопро-
тивляемость хрупкому разрушению изучено достаточно подробно и потому
специально не рассматривается.

Исследовано влияние обработки взрывом на следующие характерис-
тики:

1)	кинетику развития локальной пластической деформации перед об-
щим течением сварных соединений;

2)	особенности пластической деформации и разрушения сварных сое-
динений с трещино подобны ми дефектами в условиях низких климатичес-
ких температур и наводороживания;

3)	склонность к хрупкому разрушению при низких температурах сое-
динений с конструктивными концентраторами напряжений;

4)	особенности развития трещин хрупкого разрушения, а также воз-
можность их торможения.

Использованы достаточно широкие (до 120 мм) сварные образцы, ко-
торые позволяют воспроизвести напряжен но-деформирован ное и микро-
Таблица 5.16. Режимы сварки образцов

Тм шина металла, мм	Способ сварки	ЛА	и. в	м/ч
6...7  8  9...11  9...11  8...10	Автоматическая сварка вольфрамовым электро- дом диаметром 3 мм в аргоне без присадки  То же « « Автоматическая сварка под флюсом АН-348А проволокой Св-08ГА ди- аметром 2 мм Ручная сварка элект- родами УОНИ 13/45 диаметром 4 мм	200  240  280  275  160	10  101  10  28	10  10  10  30

структурное состояние на-
турных сварных соединений.
Основной объем исследова-
ний выполнен на образцах с
продольной наплавкой, в
том числе имевших надрезы,
имитировавшие трещинопо-
добные дефекты сварки [487].
Основные способы и ре-
жимы сварки приведены в
табл. 5.16. Сравнительные ис-
пытания проводили также на
образцах идентичной геомет-
рии из основного металла и
сварных образцах в исход-
ном состоянии и после вы-

сокого отпуска. При подготовке образцов варьировали различные комби-
нации последовательности операций сварки, изготовления надрезов и об-
работки взрывом.

Размеры образцов соответствовали рекомендуемым [489] для достовер-
ной оценки критических температур хрупкого перехода (отношение тол-
щины к ширине меньше 0,1). Надрезы в большинстве случаев имели дли-
ну 25 мм с радиусом в вершине 0,1 мм и обеспечивали в соответствии с
известной формулой Нойбера ]489] коэффициент концентрации напряже-
ний, равный 23,4 и поэтому он был эквивалентен трещине [490]. Одним
из практических условий для оценки сопротивляемости металла хрупкому
разрушению при растяжении считается случай, когда длина поперечного
надреза превышает две толщины металла [489, 490]. Если при такой длине
надреза и минимальной температуре разрушение происходит при напря-
жении, близком к пределу текучести (более 2/3 ат) в условиях плоского
напряженного состояния (когда длина зоны пластической деформации у
вершины трещины больше толщины металла [404]), то при эксплуатации
металл обладает достаточно высокой сопротивляемостью хрупким разру-
шениям [489]. Кроме того, принятый размер надреза обеспечивал распо-
ложение его вершин в зонах, где металл подвергается деформационному
старению при сварке (нагрев ниже 500 ОС). Этот эффект в наибольшей
степени проявляется в том случае, когда надрез выполняется перед сваркой.
В вершине надреза возникает значительная концентрация остаточных на-
пряжений и зона развитых пластических деформаций, в 2...3 раза превыша-
ющих деформации при отсутствии надреза, что обусловливает значительное
охрупчивание металла, связанное с деформационным старением [491].

Образцы с конструктивными концентраторами напряжений имели вид:
а) тавра, состоящего из пластины размером 400x140x10 мм, к которой
угловыми швами (сварка под флюсом) приварены плотно состыкованные
торцами полосы размером 185 х 25 х 8 мм; при этом в месте стыковки ре-
бер создается резкий концентратор напряжений [402];
Рис. 5.126. Схемы обработки взрывом образцов:

а — для снятия остаточных напряжений («змейка»); б и 8 — то же по линейной схеме (8 — с нак-
лепом вершины надреза); г и д — для создания барьеров для трещин; стрелкой указано место ини-
циирования заряда ВВ; 1 — сварная пластина; 2 — шов, 3 — заряд ВВ

б) пластины размером 400x110x10 мм, к которой фланговыми и лобо-
выми швами ручной сваркой приварены короткие ребра в виде пластин
размером 200x25x8 мм.

Для выявления следов пластического течения — полос Чернова—Лю-
дерса — использовали методику, описанную в работе [445], Эскизы образ-
цов и некоторые схемы их обработки взрывом приведены на рис. 5.126,
5.127.

В соответствии с задачами исследования использованы пять схем об-
работки взрывом сварных соединений.

1.	Снятие остаточных напряжений (рис. 5.126, а,б,в) по схеме «змей-
ка» и линейной.

2.	Наклеп и наведение остаточных напряжений сжатия в вершинах
надрезов (рис. 5.126, в) за счет создания в этих зонах напряженно-дефор-
мированного следа.

3.	Создание на удалении от вершин надрезов барьеров на пути рас-
пространения трещин разрушения в виде на пряжен но-дефор мированного
следа с компонентами напряжений, ориентированными вдоль направле-
ния действия внешней нагрузки по схеме «змейка» (рис. 5.126, г,д).

4.	Схемы комбинированного действия за счет сочетания особенностей
схем 1...3. На рис. 5.127, а, например, обработка на схеме «змейка» и од-
ним линейным зарядом обеспечивает снижение практически до нуля оста-
точных напряжений и одновременно создание зон сжатия у вершин надреза.
Рис, 5.127. Конструкции и схемы обработки взрывом образцов:

о, б, в — примеры комбинированных схем обработки взрывом; г — образец с составным рабром;
д — образец с по л у раб ром; / — сварная пластина; 2 — полуребро; 3 — щель

Схема, изображенная рис. 5.127, б, предполагает наряду со снятием напря-
жений создание барьеров для трещины разрушения.

5.	Создание петлеобразных зон с напряжениями сжатия у вершин кон-
центраторов и на удалении от них, являющихся барьерами для развиваю-
щейся трещины разрушения (рис. 5.127, в). Комбинированным действием
(снятие напряжений растяжения и локальный наклеп металла) обладают и
схемы, использованные для обработки образцов с конструктивными кон-
центраторами напряжений (рис. 5.127, г,д).

6.	Наконец, последнюю группу схем обработки взрывом можно опреде-
лить как вспомогательные схемы, к которым относятся предварительная об-
работка подлежащих сварке кромок пластин (линейная схема и схема «змей-
ка*), обработка образцов из основного металла равномерно распределенными
по всей поверхности продольными зарядами ВВ и некоторые другие.

Во всех случаях для образования зарядов ВВ применяли детонирую-
щий шнур марок ДША и ДШЭ-12. Стрелкой на рисунках указано место
инициирования зарядов.

Испытание образцов на растяжение проводили в широком диапазоне
низких температур на разрывной машине усилием 100 т. Охлаждение об-
разцов до заданной температуры производили с помощью специальных
медных холодильников, через которые пропускали пары жидкого азота
[419]. Температуру измеряли медь-константановой термопарой с регистра-
цией ее с помощью потенциометра ПП-63.

Электролитическое наводороживание металла производили [419] пу-
тем подведения к образцу с двух сторон в месте надреза с помощью двух
пластмассовых емкостей объемом 1450 см3 каждая, имевших со стороны
контакта с металлом прямоугольные окна размером 60 х 16 мм, коррози-
онной среды (5 %-й раствор серной кислоты с добавкой 0,05 % тиосуль-
фата натрия — стимулятора наводороживания [491]) при плотности тока
катодной поляризации 10 А/см2 и ступенчато увеличивающейся растяги-
вающей нагрузке до 130...195 МПа. После четырехчасового наводорожива-
ния при температуре 20 °С в металле достигалась предельная концентра-
ция водорода [490], составлявшая около 15,5 см3 на 100 г (~12 см3 на 100 г
после одночасового вылеживания [419, 491]).

Дополнительные сведения о методиках испытаний образцов различ-
ных типов описаны ниже, где дается сводка основных результатов иссле-
дований.

Локальная пластическая деформация
и общее течение сварных соединений
без концентраторов напряжений

Изучение начальной стадии пластического течения сварных
соединений представляет интерес, поскольку локальная пластическая дефор-
мация практически всегда предшествует разрушению низкоуглеродистых ста-
лей и их сварных соединений при низких значениях температуры и разруше-
нию в коррозионно-активных средах.

В образцах без концентраторов напряжений выявляли полосы Черно-
ва—Людерса до и после наплавки валика, а также в процессе растяжения
при комнатной температуре со ступенчатым (~20 МПа) приращением на-
пряжений, начиная со значения —100 МПа. На каждой ступени нагруже-
ния образец выдерживали от 3 до 15 мин [43, 419].

В сварных образцах толщиной 6 мм из стали СтЗкп в исходном состо-
янии первая заметная группа полос Чернова—Людерса длиной до 20 мм
образовалась при нетто-напряжении он = 140 МПа от полос, возникших в
результате воздействия термодеформационного цикла сварки [445]. При
дальнейшем увеличении нагрузки, начиная с он = 175 МПа, наблюдается
появление новых полос и развитие (расширение и удлинение) образовав-
шихся ранее в зоне, подвергавшейся пластической деформации при сварке.

Ориентация этих полос под углом 45° к поверхности образца указыва-
ет на плоское напряженное состояние металла в этой зоне. Общее течение
образца (пересечение полосой всего сечения) отмечено при ан = 216 МПа
(рис. 5.128, а).

Испытания образцов этой серии показали, что локальное течение свар-
ного соединения начинается при значениях напряжения 118.„137 МПа,
т.е. (0,5...0,6)от в зоне термопластических деформаций, в которой дейст-
вуют высокие напряжения растяжения. Однако обшее течение образцов
имело место при напряжении стт основного металла, что подтверждает из-
вестные представления об отсутствии влияния остаточных напряжений на
прочность соединений, сохраняющих способность к пластической дефор-
мации.

Иная картина наблюдается при испытании аналогичных бездефектных
образцов, подвергнутых обработке взрывом по схемам, обеспечивающим
значительное уменьшение напряжений
растяжения (рис. 5.128, а). Первые по-
лосы Чернова—Людерса зарегистриро-
ваны при напряжении ан =216 МПа,
т.е. близком к напряжению стт стали
СтЗкп, вне зоны термопластических
деформаций (у боковых кромок обра-
зцов). Несколько позже (в случае вы-
держки при этой нагрузке) появились
короткие поперечные полосы в цент-
ральной части образцов, направление

которых свидетельствовало о плоском
напряженном состоянии с главными
напряжениями Ст[ > 0 и о2 > 0. На
рис. 5.128, б показана картина полос,
образовавшихся при ан = 235 МПа.

Рис. 5 128 Полосы текучести при ст = 220 МПа
в сварных образцах стали СтЗ в исходном
состоянии (а) и после обработки взрывом (б)

Характер ориентации полос не изменился, однако увеличилась густота по-
лос с развитием их к центральной части образца. Видно, что заметное раз-
витие полосы текучести получают лишь при он > от основного металла. На-
личие плосконапряженной зоны в районе напряженно-деформированного

следа, созданного взрывным нагружением, подтверждается тем, что при
стн = 240 МПа не достигаются условия обшей текучести соединений [419].

Эффект создания локальной обработки взрывом напряжен но-де фор-
мированного следа с двухосными напряжениями сжатия может быть испо-
льзован также для повышения сопротивляемости местной текучести со-
единений путем проведения такой обработки перед сваркой. В основу раз-
работки положен принцип уменьшения главным образом временных де-
формаций и напряжений путем снижения интенсивности пластической
деформации на стадии сварочного нагрева и последующего охлаждения.
Схемы обработки взрывом (отнесенные выше к пятой, вспомагательной,
группе) предусматривают укладку линейных зарядов или «змеек» вдоль
подлежащих сварке кромок пластин в пределах зоны термопластических

деформаций. Ширина зоны опреде-
ляется предварительно эксперимен-
тально. После наплавки в таких об-
разцах наблюдается небольшое ко-
личество коротких радиальных полос
Чернова—Людерса, которые образу-
ются на стадии сварочного нагрева;
поперечные полосы текучести, возни-
кающие при остывании [445] вообще
отсутствовали (рис. 5.129, б). Предва-

Рис. 5.129. Полосы текучести в отсутствие
внешней нагрузки в образце из стали СтЗ
после наплавки валика (о) и в таком же об-
разце, предварительно обработанном взры-
вом (б)
Рис. 5.130. Характер разрушения образцов
основного металла при температуре —45 X
(о) и сварного — при —50 °С (б)

ригельная обработка взрывом имеет
определенное сходство с методами соз-
дания полей остаточных напряжений
сжатия путем предварительного об-
жатия, например прокаткой роликом
[492], однако отличается значительно
большей универсальностью и техно-
логичностью.

Испытания на растяжение пока-
зали, что по эффективности повы-
шения сопротивляемости соедине-
ний местной текучести предварите-
льная обработка взрывом, несмотря

на то, что она не приводит к столь же радикальному снижению остаточ-
ных напряжений, практически не уступает послесварочной. Эти данные
позволяют сделать вывод о том, что создаваемый взрывом напряженно-
деформированный след оказывает значительное влияние как на времен-
ные, так и остаточные напряжения и деформации, приводящее, в конеч-
ном счете, к резкому повышению сопротивляемости сварных соединений
развитию локального течения.

Отметим еще одно важное обстоятельство. Как обработанный взрывом
основной металл, так и сварные соединения, подвергнутые предваритель-
ной или послесварочной обработке взрывом, сохраняют высокую общую
пластичность, в том числе при значениях достаточно низкой температуре.
В качестве иллюстрации приведем примеры вязких разрушений образцов
(сталь СтЗкп) основного металла (рис. 5.130, а) и сварного соединения
(рис. 5.130, б), испытанных на растяжение при температурах -45 °С и
-50 °С соответственно [419], причем прочность и пластичность сварных
соединений близки к таковым основного металла. Следовательно, обработ-
ка взрывом сварных соединений позволяет повысить напряжения начала
локального течения в них практически до уровня основного металла (т.е.
примерно вдвое) и обеспечить при этом достаточно высокие показатели
их пластичности при низких значениях температуры [419, 446],

Развитие пластического течения
у вершины трещиноподобного дефекта

Наиболее характерными технологическими концентратора-
ми напряжений и деформаций в сварных соединениях являются дефекты в
виде трещин, пор, неприваров, подрезов, шлаковых включений и т.п. [394].

Во многих исследованиях отмечается, что в явлении разрушения важ-
ную роль играют особенности развития пластической деформации в зонах
концентраторов [394], хотя сведения о ней в технической литературе весь-
ма отрывочны [377].
Рис. 5.131. Схема развития
локального течения у вер-
шины надреза:

о — состояние после наплавки
валика; б — наплавка обрабо-
тана взрывом; в — основной
металл

а

Наиболее опасны с точки зрения хрупкой прочности сварных соеди-
нений трешиноподобные дефекты, существующие в изделии до сварки
или появившиеся в процессе сварки и ориентированные по нормали к оси
шва, поскольку в течение термо дефо рмацио иного сварочного цикла вбли-
зи их вершин концентрация напряжений и пластические деформации го-
раздо больше, чем у вершин аналогичных несплошностей, появившихся
после сварки. Металл вблизи трещи но подобно го дефекта (надреза), распо-
ложенного в зоне термодеформационного цикла сварки, подвергается в
условиях нестационарного нагрева и охлаждения знакопеременной плас-
тической деформации, в результате которой возникают высокие остаточ-
ные напряжения растяжения [419, 446]. Они оказывают значительное, а
иногда и решающее влияние на характер развития локальной пластичес-
кой деформации у вершины трещиноподобного дефекта и разрушение при
приложении внешней нагрузки.

Создаваемый локальным взрывным нагружением напряженно-дефор-
мированный след, особенностями которого является местный наклеп и
поле двухосных напряжений сжатия, может существенным образом изме-
нить возникшее при сварке напряженно-деформированное состояние у
вершин трещиноподобных дефектов и тем самым влиять на процесс раз-
вития пластической деформации у дефектов при нагружении.

Наблюдение за характером развития пластичной деформации у вер-
шин надрезов осуществляли по полосам Чернова—Людерса [445]. Образцы
из стали СтЗсп испытывали на растяжение при температуре 20 °С со сту-
Рис. 5.132. Характер плас-
тического течения под на-
грузкой образцов стали
СтЗ:

а — в состоянии после свар-
ки; б — основной металл; в
иг — сварной после обра-
ботки взрывом

пенчатым (20...50 МПа) приращением нагрузки. В процессе нагружения
измеряли раскрытие кромок надреза 5 [419, 446], длину Л и ширину В зон
пластической деформации у вершин надрезов. Полученные результаты
[419, 446] представлены на рнс. 5.131, а также на рис. 5,133, из которых
следует, что в сварном образце в исходном состоянии длина и ширина зо-
ны пластической деформации у надреза прогрессивно увеличиваются при
весьма низких уровнях напряжений (сгн/ат = 0,15...0,20) и небольшом рас-
крытии кромок надреза (8 = 0,01 мм). Система полос Чернова—Людерса,

характерная для плоского напряженного
состояния, возникает практически сразу
после приложения нагрузки в пределах зо-
ны термопластических деформаций. Наб-
людаемая картина может быть удовлетво-
рительно объяснена, например, с пози-
ций известной теории «зарождения» пла-
стического течения. Она определена в
работах [419, 434] как «реактивация» пла-
стической деформации, имевшей место в
указанных зонах при сварке на стадии на-
грева и охлаждения металла, в результате
совокупного действия высоких остаточных
напряжений и небольших напряжений от
внешней нагрузки, составляющих всего
(0,1...0,2)а1.

В соответствии с этими представле-
ниями существующие в соединении после

Рис. 5.133. Зависимость длины пластической зоны
(рис. 5.150) от интенсивности приложенных напря-
жений:

1 — образец в исходном состоянии; 2 — сварной обра*
зец после обработки взрывом; 3 — основной металл


сварки полосы текучести критического размера при приложении невысо-
ких внешних напряжений становятся полосами сверхкритического раз-
мера и приобретают способность к скачкообразному развитию, характе-
ризующемуся весьма высокими начальными скоростями деформации
[154, 155].

При возрастании ан до ~0,5от наряду с быстрым увеличением пласти-
чески деформированной зоны наблюдается появление тонких полос, на-
клоненных под углом 45...50° к оси надреза. В дальнейшем преимущест-
венное развитие получает именно эта система полос вплоть до момента
наступления общей текучести. Начальный этап развития полос текучести в
образцах основного металла, характерный для плоского напряженного со-
стояния, удается выявить лишь при стн=0,6стт и раскрытии 8 = 0,03 мм.
При этом длина пластической зоны достаточно мала (/? - 3 мм) при небо-
льшом количестве полос текучести (рис. 5.133, кривая 3). При стн > 0,6сгт
наблюдается сравнительно медленное подрастание Л и В и увеличение ко-
личества полос, что свидетельствует об относительно невысокой скорости
пластического течения. К моменту начала общего течения (рис. 5.132, б)
раскрытие берегов надреза в образцах основного металла в ~5 раз меньше,
чем в сварных (рис. 5.133, кривые 1 и 3). В сварных образцах, обработан-
ных взрывом (см. рис. 5.127, б), полосы Чернова—Людерса выявляются
лишь на заключительных этапах нагружения, начиная примерно с
аи > 0,7стт(см. рис. 5.131, б, рис. 5.133, кривая 2), хотя есть основание по-
лагать, что развитие их начинается при о„ 0,5сгт и 8 = 0,03 мм [419]. За-
висимости В от он для образцов основного металла и сварных, обработан-
ных взрывом, практически совпадают, однако для последних характерно
образование более тонких поперечных полос текучести и равномерное их
развитие (см. рис. 5.131, б) вплоть до наступления общего течения (см.
рис. 5.132, в,г ).

Еще больший эффект достигается при использовании комбинирован-
ной схемы обработки (см. рис. 5.127, б). Наличие двух напряженно-
деформированных следов приводит к повышению напряжений начала раз-
вития полос Чернова—Людерса до стн = 0,65сгт. Система коротких попереч-
ных полос текучести образуется у вершин надреза, пересекая первый след,
но не доходя до второго. Лишь при стн 0,8сгт появляется вторичная сис-
тема полос между вторым следом и кромкой образца.

Таким образом, можно констатировать, что обработка взрывом свар-
ных соединений с трещиноподобными дефектами за счет эффективного
снижения остаточных напряжений растяжения, наклепа металла и наведе-
ния полей напряжений сжатия в вершинах надрезов и на удалении от них
вносит существенные изменения в напряженно-деформированное состоя-
ние и систему сдвигообразования, созданные в этих зонах при сварке, и
обеспечивает повышение напряжений начала локального течения до уров-
ня, характерного для основного металла.
Хрупкие разрушения обработанных взрывом
сварных соединений с трещиноподобными
дефектами

Экспериментально установлено [396], что как квазихрупкое
разрушение надрезанного образца в условиях плоского напряженного состо-
яния, так и хрупкое при плоской деформации зачастую инициируется на
границе пластически деформированной зоны. Существенное отличие состо-
ит, однако, в том, что в первом случае определяющую роль в развитии тре-
щины играет не геометрия исходного надреза, а «вторичный надрез» — кли-
нообразная зона пластической деформации [396], причем вероятность обра-
зования скола зависит от коэффициента концентрации напряжений у конту-
ра пластически деформированного клина.

Большинство сварных конструкций из низкоуглеродистых и низколе-
гированных сталей «работает» в условиях плоского напряженного состоя-
ния [402]. Поэтому применительно к таким конструкциям локальную пла-
стическую деформацию у надреза (дефекта) следует рассматривать как ис-
точник концентрации напряжений, в некоторых случаях даже более опас-
ный, чем сравнительно «мягкий» надрез или дефект [419, 446], тем более
если учесть, что локальное течение металла непосредственно перед тре-
щиной равносильно её росту [489].

Процесс хрупкого разрушения, как известно, феноменологически под-
разделяется на две стадии: первая — зарождение (страгивание) трешины и
вторая — её развитие. С учетом этого выполненные исследования [419,
446] предусматривали изучение влияния обработки взрывом как на осо-
бенности зарождения хрупкой трещины от вершины надреза и её разви-
тие, так и на оценку возможности использования создаваемых взрывом
напряженно-деформированных следов в качестве барьеров для трещин
хрупкого разрушения.

Испытывали на статическое растяжение со ступенчатым (20...50 МПа)
приращением нагрузки при низких значениях (-20...-70 °С) температуры
сварные образцы в исходном состоянии и после обработки взрывом (схема
на рис. 5.127, б), а также аналогичные образцы основного металла. Мето-
дика испытаний [434, 446] позволяла определять брутто- об и нетго-
напряжения стн, критическое раскрытие надреза — ё. для образцов, разру-
шавшихся вязко, также и Зр — перемещение кромок надреза в момент раз-
рушения. Для образцов, испытанных при значениях температуры ниже
-50 °С, рассчитаны коэффициенты концентрации напряжений [419, 477,
489], в том числе с учетом поправки на пластичность расчетной длины
трещины [477].

Результаты испытаний образцов при температуре -20 °С практичес-
ки одинаковы — они разрушались вязко после значительной пластической
деформации. Различие в их поведении проявляется начиная с температуры
-40 °С. Сварной образец разрушился хрупко (излом кристаллический) при
стн = 365 МПа и - 0,07 мм, тогда как образцы, обработанные взрывом и
изготовленные из основного металла, разрушились при более высоких,
практически одинаковых, нетто-напряжениях (400 и 395 МПа), но после
Таблица 5.17. Особенности разрушения образцов с надрезом

Тип образца	Разрушающие напряжения, МПа		Коэффициент интенсивности напряжений	Критическое раскрытие надреза, мм	Характер разрушения, вид излома
	«в				
Сварка	40	50	=8	0,01	Частичное разруше- ние; излом кристал- лический
«	196	50	—	0,01	Остановка трещи- ны длиной 68 мм; излом кристалличес- кий «шевронный»
Основной металл	286	361	Л. = 71	0,6	Полное разрушение; излом кристалличе- ский
Сварка и обработка взрывом	275	345	/; = б9	0,37	То же

значительной пластической деформации (5е=1,7мм, 5Р = 4,2 мм и 5е =
= 1,7 мм, 5Р = 6,3 мм соответственно). При этом наблюдались участки во-
локнистого излома вблизи вершин надреза.

При температуре -50 °С разрушение сварного образца протекало в два
этапа. Частичное разрушение с образованием от надреза центральной хруп-
кой трещины обшей длиной 68 мм произошло при весьма низком напря-
жении (стб = 54 МПа, стн = 68 МПа) и небольшом раскрытии надреза Ьс-
— 0,17 мм. Окончательное разрушение (долом) произошло при ст6 = 200 МПа.
В месте остановки трещины имеется узкая серповидная полоска волокнис-
того излома шириной 1,2 мм. На участке развития основной (первой)
трещины излом ровный кристаллический, а в месте долома — с заметным
«шевронным» строением. Разрушение образцов основного металла и свар-
ных, обработанных взрывом, характеризовалось более высокими показате-
лями: 5С = 1,4 мм, аб = 350 МПа, Кс = 295 МПа * м0,5 соответственно. В из-
ломе образцов обоих типов наблюдалась полоска волокнистого излома
шириной около 1 мм, остальная часть его кристаллическая. Аналогичные
результаты получены и при испытаниях в условиях более низких темпера-
тур (табл. 5.17, рис. 5.134)-60 °С.

По результатам испытаний построены зависимости разрушающих нет-
то-напряжений от температуры, представленные на рис. 5.135 [419] (для
сварных образцов в исходном состоянии нетто-напряжения рассчитывали
по нагрузке, соответствовавшей началу частичного или полного разруше-
ния). Наглядную оценку склонности к хрупкому разрушению образцов в
различном состоянии можно получить, введя коэффициент снижения раз-
рушающих напряжений [419, 489]

Ф = с*н«Лн.	(5.153)

где стном — номинальное разрушающее напряжение для образцов основ-
ного металла; он — то же для сварных образцов в различном состоянии. В
Рис. 5.134. Диаграммы аД8) образцов:

/ — основного металла; 2 — сварного; 3 — то же после обработки взрывом; □ — стопроцентного
кристаллического излома; О — растяжение после частичного хрупкого разрушения

Рис. 5.135. Зависимость разрушающих напряжений от температуры:

1 — основной металл; 2 — сварное соединение; 3 — то же после обработки взрывом; 4 — предел
текучести

табл. 5.18 приведены значения указанного коэффициента для сварных об-
разцов в исходном состоянии и обработанных взрывом по схеме, указан-
ной на рис. 5.127, б.

Таким образом, обработка взрывом способна поднять значения разру-
шающих напряжений сварных образцов при испытаниях в широком диапа-

зоне отрицательных температур практически до уровня, характерного для ос-
новного металла, и, кроме того, снизить (см. рис. 5.135) критическую темпе-
ратуру хрупкого перехода (см. подразд. 5.1) в область температур ниже -70 °С.

Причину низкой прочности сварных образцов с надрезом и ее резкое
повышение после обработки взрывом можно проанализировать с позиций
механики разрушения по раскрытию берегов надреза и КИН [446]. Для
сварных образцов характерно, что в процессе сварки металл вблизи вер-

шин надреза подвергается локальному растяжению и последующему сжа-
тию на стадии охлаждения. Свя-

Тоблицо 5.18. Коэффициент <р снижения раз-
рушающих напряжений прн низких темпера-
турах, °с

Состояние образца	-20	-40	-50	-60	-70
После сварки После свар- ки и обработ- ки взрывом	1 I	0,93 I	0,18  0,96	0,14  0,96	0,13  0,87

занное с этим остаточное рас-
крытие надреза длиной 25 мм
(при сварке с погонной энерги-
ей 10,5 кДж/см) составляет 5°=
= 0,16 мм [419, 446]. Его можно
приписать действию расклини-
вающих усилий, приложенных к
берегам надреза в пластине,
свободной от остаточных нап-
ряжений [477, 489]. Для этого случая применима зависимость

Ку = О^яа^Е ,	(5.154)

где ат — предел текучести; Е — модуль Юнга.

Подставляя в (5.152) значение 5°, можно получить остаточное значе-
ние величины Ку . При 5° = 0,16 мм, сгт = 270 МПа, Е= 2 105 находим
Ку = 82 МПа • м0,5. Сравнение величин 5° и Ку в сварном образце с соот-
ветствующими значениями бс и Кус образца из основного металла, разру-
шенного при температуре -70 °С, показывает, что образец после сварки
имеет запас потенциальной энергии деформации у вершины надреза, дос-
таточный для инициирования хрупкой трешины, что зачастую и можно
подтвердить экспериментально [419].

В процессе нагружения сварного образца, находящегося в хрупком со-
стоянии, вблизи вершины надреза величины б° и Ку суммируются с выз-
ванными напряжениями от внешних сил, а потому необходимо малое зна-
чение их работы для перевода хрупкой трещины к нестабильному разви-
тию. Иными словами, эта работа необходима для того, чтобы накоплен-
ную в металле потенциальную энергию преобразовать в кинетическую
энергию распространения трешины.

Положительное влияние обработки взрывом на хрупкую прочность
сварных соединений можно связать прежде всего с тем, что с ее помощью
б° и Ку значительно уменьшаются за счет снижения остаточных напряже-
ний в результате создания у вершин надреза сжатого напряжен но-дефор-
мированного следа. Эффект подобной суперпозиции КИН, обусловленных
действием внутренних и внешних сил, подробно анализируется в работах
[377, 406, 419, 434, 446 и др.]. Важное значение имеет также наклеп метал-
ла вблизи концентратора, приводящий к повышению сопротивления от-
рыву, создание полей остаточных напряжений сжатия I и II рода (за счет
неконсервативного скольжения дислокаций, двойникования и т.п.) при
сохранении высокой пластичности обработанного взрывом металла (см.
рис. 5.130, рис. 5.132, б,в).

Выполненные оценки [419, 434] дали возможность установить, что об-
работка взрывом позволяет значительно повысить запас надежности свар-
ных соединений при наиболее низкой установленной температуре работы
машин и механизмов в районах Северо-Восточной Сибири------60 °С [421]

и довести его по пластичности до 14,2 и по прочности до 1,7, что превы-
шает минимально допустимые значения (соответственно 10 и 1,5 [394.
489]).

Второе направление исследований связано с изучением возможности
торможения (остановки) развивающейся хрупкой трещины в зоне напря-
женно-деформированного следа, создаваемой локальной обработки взры-
вом [156, 419, 434], с учетом известных положений [489 и др.] о тормозя-
щем влиянии на трещину полей напряжений сжатия. Исследования вы-
полнены на сварных пластинах из стали СтЗкп толщиной 6...8 мм, которые
Таблица 5.19. Особенности разрушения образцов с продольным ребром со щелью

Состояние образца	Температура, °С	Напряжение разрушения, МПа	Особенности разрушения
В исходном состо- янии	-40	120	Частичное хрупкое разрушение; длина трещины ~86 мм
Обработка взрывом (см. рис. 5.127, г)	-40	400	Образование поперечных трещин- надрывов в сварных швах у щели; длина трещин-надрывов 6...8 мм
Обработка взрывом (см. рис. 5.127, г)	-40	475	Полное разрушение; у кромок трещины зоны пластической де- формации; раскрытие зазора ~1 мм
Обработка взрывом (см. рис. 5.127, г) с добавлен нем заря- дов в виде «змей- ки» в ОШЗ	-50	460	Полное разрушение; у кромок трещины зоны пластической де- формации; раскрытие зазора ~1,5 мм; узкий участок волокнистого изло- ма под зоной обработки взрывом

подвергали растяжению при низких значениях температуры (табл. 5.19).
Схемы обработки взрывом приведены на рис. 5.126, рис. 5.127. Они вид-
ны также по отпечаткам заряда на представленных ниже фотографиях
(рис. 5.137).

В образце толщиной 6 мм» испытывавшемся при температуре -50 °С,
начало течения у вершины надреза отмечено при ан-216 МПа. Рост на-
грузки сопровождался увеличением размеров полос Чернова—Людерса.
При ан = 355 МПа образец хрупко разрушился от вершины надрезов, где
трещины зародились в условиях плоского напряженного состояния
(рис. 5.136). Характерно, что после прохождения трещиной зоны напря-
женно-деформированного следа на кромках излома происходила интенсив-
ная пластическая деформация (полосы текучести), связанная с умень-
шением её скорости.

Образец толщиной 7 мм, обработанный взрывом (см. рис. 5.126, в) до
изготовления надрезов и сварки, был испытан при температуре -60 °С.
При ан - 185 МПа = 0,57ат зафиксирован характерный щелчок, свидетель-
ствовавший об образовании хрупкой трещины, и нагрузка была снята.
Трещина, распространившись на 20,6 и 23,2 мм от вершины надреза, ос-
тановилась в зоне следа, где можно видеть развитую пластическую дефор-
мацию (рис. 5.138, 6), соответствующую плоским напряжениям.

Образец (см. рис. 5.126, г) толщиной 8 мм с двумя аналогичными
надрезами испытан при температуре -95 °С на внецентренное растяже-
ние. При ан = 0,16ат = 40 МПа возникли хрупкие трещины, и нагрузка
также была снята. Трещины длиной 23 и 27 мм, на концах которых вид-
ны следы течения, остановились в зонах напряженно-деформированного
следа, образованных двумя уложенными вплотную отрезками ДША. В
аналогичном образце, обработанном по схеме рис. 5.127, а и испытан-
ном при температуре -60 °С, образование трещин длиной 14 и 19 мм
отмечено при ан = 0,2стт= 48 МПа, которые также «увязли» в зонах следа.
Рис. 5.136. Особенности разрушения при темпера-
туре —50 °С образца с надрезами, обработанного
взрывом (о), и остановка хрупкой трещины в зоне
напряженно-деформированного следа при а„ = О,57ат
(б); 1 — пластическое течение у берегов и у вер-
шины надреза

Интересно отметить, что разрушение этого
образца при повторном нагружении про-
изошло не в результате развития уже обра-
зовавшихся трещин, а от вершин второго
надреза.

Таким образом, можно констатиро-
вать, что если хрупкие трещины иниции-
руются высокими приложенными напря-
жениями и, следовательно, запасенная в
образце потенциальная энергия дефор-
мации достаточно велика, создаваемый
взрывом напряженно-деформированный
след не может их остановить. След спо-
собствует лишь уменьшению скорости
распространения трещины (см. рис. 5.132,
рис. 5.136).

Возможность торможения таких тре-
щин с помощью напряженно-дефорирован-
ного следа требует, по-видимому, даль-
нейших исследований на крупномасштаб-

ных образцах и натурных конструкциях. Напротив, в случае когда хруп-
кая трещина инициируется невысокими приложенными напряжениями
(он < стт), что весьма часто происходит в реальных сварных конструкциях
[376, 377], остановка разрушения зонами следа может оказаться достаточ-
но эффективной. Вместе с тем очевидно, что затормозить или остановить
трещину хрупкого разрушения значительно сложнее, чем предотвратить ее
зарождение. Известно, что при накоплении в конструкции большого запа-
са кинетической энергии возможно образование трещин большой протя-
женности даже при разрушении посредством пластического скола [398,
405] (см. рис. 5.11).

На процесс торможения и остановки трещины влияет не только инте-
нсивность высвобождения упругой энергии, но и скорость развития тре-
щины, интенсивность напряжений, свойства материала и другие факторы
[406, 489]. С увеличением скорости трещины отрыва существенно снижае-
тся интенсивность напряжений, необходимых для поддержания ее разви-
тия [376, 398, 405]. В этих условиях снижение КИН в вершине развиваю-
щейся трещины при вхождении ее в напряженно-деформированный след,
до значения меньше критического не является достаточным условием ос-

тановки.
Рис. 5.137. Частичное хрупкое разрушение при — 40 °С образца с составным ребром в
состоянии после сварки (а) и пластическое течение под нагрузкой при температуре
—50 °С такого же образца после обработки взрывом (б)

Рассмотрим, наконец, влияние обработки взрывом на несущую способ-
ность при низких значениях температуры образцов с резкими конструктив-
ными концентраторами напряжений. Результаты испытаний образцов в
виде тавра со щелью (см. рис. 5.127, г) приведены в табл. 5.17 и указывают
на значительное повышение сопротивляемости их хрупким разрушениям
обработки взрывом, в особенности при использовании комбинированной
схемы (образец № 4).

На рис. 5.137 представлены фотографии образцов № 1 и № 2 (см.
табл. 5.19). Если критическую температуру хрупкого разрушения опреде-
лять как температуру, ниже которой частичное или полное разрушение
происходит при о < о,, то обработка взрывом позволяет сдвинуть ее для
сварных образцов с подобными острыми концентраторами напряжений в
область температур ниже -50 °С [419, 376, 405].

Образцы с лобовыми и фланговыми швами (см. рис. 5.127, д) в состо-
янии после сварки и обработки взрывом испытаны на растяжение при тем-
пературе -60 °С. Первый разрушился
хрупко по линии сплавления лобо-
вого шва (по концентратору) при
а - 530 МПа с кристаллическим из-
ломом, второй — по основному ме-
таллу на значительном удалении от
концентратора (рис. 5.138) при о =
- 670 МПа с волокнистым изломом.
Это указывает на то, что обработка
взрывом подавляет отрицательное
влияние концентрации напряжений,
что приводит к резкому изменению
характера разрушения образцов дан-
ного типа.

Рис. 5.138. Особенности разрушения при
температуре —60 °С образцов с полуребром
в исходном состоянии (а) и подвергнутых
обработке взрывом (б)
Сопротивляемость хрупким разрушениям
наводороженных сварных соединений с надрезами

Исследования выполнены на образцах из стали СтЗсп тол-
щиной 10 мм. Испытывались образцы основного металла и сварные в исход-
ном состоянии, после высокого отпуска (термообработанные сварные)
(650 °С; выдержка 1 ч) и после обработки взрывом (сварка + обработка взры-
вом) по схемам, приведенным на рис. 5.127, а,б.

Испытания проводили в два этапа [419, 434, 446]: наводороживание
при нетто-напряжении онн = (0,3...0,75)от, характерном для условий эксп-
луатации сварных конструкций, и последующее статическое растяжение
при отрицательных температурах. Данные испытаний 10 образцов сведены
в табл. 5.20. Особенностью поведения при наводороживании образцов ти-
па основного металла и сварных является образование на поверхности то-
чечных вспучиваний диаметром 0,5... 1 мм (рис. 5,139) под действием вы-
сокого давления молекулярного водорода в замкнутых подповерхностных
коллекторах типа пор, включений и т.п. Количество их практически не
зависит от величины онм. В сварных образцах наблюдается, кроме того,
возникновение у вершин надрезов коротких трещин, длина которых при
°нн°т1 = 0,6...0,7 достигает 2...2,5 мм (см. рис. 5.139, рис. 5.140).

Зарождение трещин в образцах С следует связывать как с суперпози-
цией остаточных напряжений и напряжений от внешней нагрузки, так и с
развитием интенсивной пластической деформации у вершин надрезов при
низком уровне онн. Важная роль пластической деформации в процессе за-
рождения трещин отмечается в работах [362, 381, 409 и др.].

С началом пластической деформации резко усиливается адсорбцион-
ная активность металла, особенно в полосах скольжения, в результате чего
облегчаются деформация и разрушение в микро- и субмикрообъемах [388,
392, 393, 409, 478, 491]. Это, в свою очередь, обусловливает интенсификацию

Рис. 5.139. Точечные вспучивания и растрескивание сварных образцов в
исходном состоянии при наводороживании под напряжением 190 МПа

Рис. 5.140. Зависимость длины трещины, образующейся при наводоро-
живании, от нетто-напряжений для образцов в исходном состоянии
Таблица 5.20. Особенности деформации н разрушения образцов, наводороженных

Номер образца	Состояние образцов	Наводороживание			Статическое
		°нн от	Длина трещины у вершины надреза, мм	Точечные вспучивания	Температура испытания, •С
1	Основной металл	0,60	Нет	Есть	-40
2	То же	0,67	«	<	-50
3	Сварка	0,5	1,3	<	-40
4		0,7	2,0		-50
5	Термообработанн ые сварные	0,64	Нет		-40
6	То же	0,67	«	«	-50
7	Сварка н обработка взрывом (рис. 5.127, в)	0,51	«	Мало	-40
8	То же	0,63	«	<	-50
9	Сварка н обработка взрывом (рис. 5.127, б)	0,74	«	Нет	-40
10	То же	0,7	«	«	-50

Примечание. от = 265 МПа. Звездочкой обозначены максимальные напряжения в момент

в микрообъемах адсорбционных процессов и, в конечном итоге, приводит
к хрупкому разрушению при незначительных энергозатратах. В образцах
основного металла пластическая деформация становится заметной при
значительно больших нетто-на пряжениях (о^о;1 = 0,7); поэтому адсорб-
ционная активность металла ограничена и образование трещин не наблю-
дается. Полученные данные свидетельствуют о том, что интенсивность
роста зоны локальной пластической деформации в вершине надреза ока-
зывает существенное, если не определяющее, влияние на вероятность и
скорость развития трещин при наводороживании. Этим можно объяснить
и отсутствие трещинообразования в термообработанных сварных образцах
и сварных подвергнутых обработке взрывом, свободных от остаточных на-
пряжений. Примечательно, однако, то, что высокий отпуск не предотвра-
щает появления вспучиваний, количество которых сохраняется практичес-
ки таким же, как и у образцов основного металла и сварных. В то же вре-
мя в сварных образцах, обработанных взрывом (см. рис. 5.126, в) количес-
тво вспучиваний значительно меньше, а в сварных образцах, обработанных
взрывом (см. рис. 5.127, г), они вообще отсутствовали (рис. 5.141).

Это может быть связано как с особенностями напряженного состоя-
ния в напряженно-дефор миро ванном следе (объемное сжатие), так и с
возможным «залечиванием» потенциальных коллекторов (несплошностей)
при прохождении по металлу У В [368]. Отсутствие вспучиваний на поверх-
ности, противоположной поверхности, обработанной взрывом, свидетельс-
твует о том, что указанному воздействию металл подвергается по всей
под напряжением

растяжение при низкой температуре

Разрушающие нетто-напря- жения, МПа	Длина вязкой трещины, мм	Критическое раскры- тие вязкой трещины, мм	Раскрытие надреза в момент разрушения, мМ	Характер деформации или разрушения
375	6,0	1,4	—	Общая текучесть
380	3,0	1,6	—	То же
305	1,5	0,6	—	« «
355	1,7	1,05	—	« «
370	7,5	2,1	—	Кристаллический излом 84 %
325	1,0	0,33	—•	Кристаллический излом 98 %
375	6,0	1,9	2,3	То же
345	1,6	0,9	—	Кристаллический излом 97 %
350*	47	1,9	11,0	Волокнистый из- лом 90 %, вязкое разрушение
365	6,5	1,6	—	Кристаллический излом 86 %

начала развития вязкой трещины-

толщине. Сравнение данных испытаний термообработанных сварных и
сварных обработанных взрывом образцов позволяет заключить, что с точ-
ки зрения повышения сопротивляемости сварных соединений с надрезами
растрескиванию при наводороживании под напряжением обработка взры-
вом имеет несомненные преимущества перед термообработкой.

Второй этап испытаний — растяжение наводороженных образцов всех
типов (см. табл. 5.20) — характеризуется двухстадийным разрушением и
медленным подрастанием вязкой докритической трещины и последующим
переходом ее в хрупкую закритическую, имеющую высокую скорость и
дающую кристаллический излом.

Подрастание вязкой трещины в сварных образцах начинается с раз-
вития образовавшейся при наводороживании трещины и, как и в образцах
основного металла и термообработанных сварных, происходит по грани-
цам вспучиваний. Для вязких трещин в образцах этого типа характерно
ветвление, приводящее к де концентрации (уменьшению) напряжений на
фронте основной трещины (см. рис. 5.139) и способствующее замедлению
ее развития [156, 419, 479]. Показатели прочности (он) и пластичности (5С)
образцов, подвергнутых сварке и последующей термообработке, близки к
таковым для образцов из основного металла, однако они заметно выше,
чем для сварных образцов в исходном состоянии (см. табл. 5.20).

Разрушение сварных и обработанных взрывом образцов также проте-
кает в две стадии: после некоторой локальной пластической деформации
от надреза зарождаются вязкие трещины, для которых характерно медлен-
Рис. 5.141. Характер разрушения при температуре —40 °С обработанного взрывом свар-
ного образца № 7 (см. табл. 5.11) после наводороживания под напряжением:

а — основной металл; б — сварные образцы в исходном состоянии; в — после термообработки;
г — после обработки взрывом

Рис. 5.142. Критическое (5С) и при разрушении (5р) раскрытие надреза при температурах
—40...—50 °С образцов основного металла (о) и сварных образцов в исходном состоянии
(б), после термообработки (6) и обработки взрывом (г)

ное подрастание с увеличением до критического значения, после чего на-
ступает стадия ее нестабильного закритического развития с образованием
кристаллического излома.

Исключением являются образцы

, обработанные по схеме рис. 5.127, б,
которые при температуре -40 °С раз-
рушаются преимущественно вязко
после весьма значительной пластиче-
ской деформации (см. рис. 5.141).
Особенности разрушения при темпе-
ратуре -40 °С образцов всех типов
наглядно иллюстрируют зависимос-
ти, приведенные на рис. 5.142, 5.143.

Таким образом, сравнительные
испытания образцов основного ме-
талла и сварных в различном состоя-
нии показывают, что обработка взры-
вом по оптимальным для данных це-
лей схемам (например, рис. 5.127, б)
является более эффективной, чем тер-
мообработка способом повышения со-

Рис. 5.143. Усредненные диаграммы напря-
жение—раскрытие надреза для образцов:
1 — основного металла, 2 — сварных в исход-
ном состоянии, 3 — то же после термообработ-
ки, 4— сварного №9 (обработка взрывом
см, табл, 5.20)
противляемости сварных соединений стали СтЗсп с трещиноподобными
дефектами коррозионному растрескиванию под напряжением в наводоро-
живающих средах и разрушению на водороже иных соединений при низких
температурах.

5.9.4.	Напряженно-деформированное состояние
образцов — имитаторов узлов морской
стационарной платформы

Объектом исследования служил Т-образный образец
(рис. 5.144), представляющий собой сварное соединение двух труб диамет-
рами 158 и 219 мм. Осевые ал и тангенциальные ое остаточные напряжения
измеряли в зонах, отмеченных на рис. 5,144. Измерения проводили с помо-
щью механического деформометра и тензодатчиков разрушающим способом,
а также неразрушающим магнитоупругим способом. Материал труб —
низколегированная сталь 09Г2С. Измерения остаточных напряжений магни-
тоупругим методом проводили прибором ИОН-4У, характеристики которого
близки к таковым прибора 8ММТ-2. В качестве первичного использовали
накладной преобразователь трансформаторного типа. База датчика составляла
18 мм, рабочая частота — 18 Гц, эффективная глубина проникания магнит-
ного потока — 0,5 мм. Контроль разности главных напряжений проводили с
помощью сигнала от двух включенных по дифференциальной схеме измери-
тельных обмоток, а в случае раздельного измерения главных напряжений —
только с одной обмотки. Перевод показаний прибора в абсолютные значения
напряжений проводили по градуировочным зависимостям, построенным при
нагружении образца вплоть до его разрушения.

Предварительная подготовка образца заключалась в зачистке ОШЗ
труб шириной 150 мм от сварочных брызг и окалины. После зачистки на
наружную поверхность труб в выбранных направлениях по нормали к шву
наносили координатную сетку с шагом 5 мм.

Результаты измерения разности тангенциальных ов и радиальных оЛ на-
пряжений на расстоянии 10 мм от переходной зоны шва к основному мета-
ллу приведены на рис. 5.145. Из полученных результатов видно, что распре-
деление напряжений вдоль оси неод-
нородно и симметрично относительно
оси трубы диаметром 219 мм. Характер
распределения напряжений определяет-
ся геометрией соединения и сохраняе-
тся в точках, смещенных на 180°. Сле-
дует отметить, что на гребне сварного
шва	< 0, что отличается от

обычного соотношения продольных и
поперечных напряжений, например, в
стыковых соединениях пластин.

Усредненные зависимости главных
напряжений от расстояния до переход-
ной зоны в двух взаимно перпендику-

Рис. 5.144. Трубчатый образец — ими-
татор узла МСП
Рис. 5.145. Разность остаточных напряжений о0 — в трубах диаметром 158 (о) и 219

(б) мм в образце — имитаторе узла МСП иа удалении 10 мм от переходной зоны

лярных направлениях приведены на рис. 5.146. Как видно, растягиваю-
щие радиальные напряжения достигают почти 400 МПа и могут оказывать
неблагоприятное воздействие на коррозионную стойкость и прочность
сварных соединений. Тангенциальные растягивающие остаточные напря-
жения в контролируемой зоне сравнительно невелики и не превышают
-370 МПа. По-видимому, они достигают максимальных значений непос-

редственно в шве, а потому могут
быть измерены тензодатчиками с ма-
лой базой.

Для измерения остаточных на-
пряжений непосредственно в зоне
сварного шва были использованы де-
формометр с базой измерения 10 мм
и тензодатчики сопротивления с ба-
зой измерения 5 мм, базы измере-
ния при этом располагали на свар-
ном соединении так, как показано иа
рис. 5.144. Далее образец разрезали
на темплеты и по изменению нача-
льной базы измерения судили об
остаточных напряжениях и характере
их распределения. Как видно из по-
лученных результатов (рис. 5.147,
5.148), в районе сварного шва на-
блюдается плоское напряженное сос-
тояние растяжения, причем оба ком-
понента (а0, ал) по значению прибли-

Рис. 5.146. Эпюры остаточных напряжений в
образце — имитаторе узла МСП:

1 — деформометр, тензодатчики; 2 — прибор
ИОН-4У
жаются к пределу текучести стали. Пере-
счет деформаций в напряжения прово-
дили по формулам теории упругости

Е

°«“тгт’(е'+''е')’

Е

а, =—Г(Е,+УЕХ).

С целью исследования распреде-
ления остаточных напряжений по
всей площади приварки раскоса к по-
ясу на образце-имитаторе, представля-
ющем собой трубу диаметром 250 мм с
кольцевой заваркой, магнитоупругим
способом измеряли характер распре-
деления и значения остаточных на-
пряжений (а0 и аЛ).

Остаточные напряжения на поверх-
ности трубы в круговых швах, имити-
рующих вварку в трубу различных
круглых элементов, имеют осесиммет-
ричное распределение. На оси шва

-60-40-20 0 20 40 60 80 100

зс, мм

Рис. 5.147. Эпюры остаточных напряже-
ний в зоне круговой наплавки

оба компонента (ае и аЛ) — растягивающие (см. рис. 5.147). В центре кру-
говой вварки — сжатие, при малых размерах диаметра вварки действие по-
перечной усадки после сварки преобладает над действием окружной и в
центре вварки возможны растягивающие напряжения. Аналогичная карти-
на наблюдается, если к трубе приваривается фланец диаметром до 200 мм.
Поскольку в нашем случае фланец имеет диаметр 158 мм, в центре пояса
зафиксировано растяжение, а в реальных узлах МСП — сжатие. По дан-
ным работы [362], в поле двухосных напряжений растяжения скорость ра-

звития усталостных трещин при циклическом нагружении увеличивается,
причем соотношение компонентов напряжений =1 является наибо-

лее опасным. Эффект двухосности, как и при коррозионном растрескива-
нии, в еще большей степени проявляется при воздействии коррозионных
сред, в которых металл в ненапряженном состоянии обладает удовлетво-
рительной коррозионной стойкостью [362, 381].

Снижение характеристик сопротивления усталости и трещи нестойкос-
ти металлов под воздействием послесварочных остаточных напряжений
можно объяснить тем, что для развития и распространения усталостной
трещины в сварном соединении должен существовать необходимый запас
потенциальной энергии, который однозначно определяется интенсивнос-
тью напряжений. При этом потенциальная энергия упругих деформаций воз-

растает с увеличением количества компонентов напряженного состояния.

Известно, что для развития трещины требуется расходование упру-
гой энергии, причем в случае двухосного напряженного состояния су-
щественно изменяется основной компонент, ответственный за развитие
Рис. 5.148. Зоны (1...4) измерения остато-
чных напряжений в образцах — имитаторах
узлов МСП

трещины, которое происходит вплоть
до исчерпания всей упругой энергии,
аккумулированной в сварном соеди-
нении. Поэтому для повышения на-
дежности сварных соединений узлов
МСП необходимо применять после-
сварочные обработки, направленные
на снижение или рациональное пере-
распределение исходных остаточных
напряжений. Проанализируем перспе-
ктивы применения наиболее распро-
страненных послесварочных обрабо-
ток, направленных на повышение кор-
розионно-усталостной прочности уз-
лов МСП.

Традиционная термообработка
приводит к снижению остаточных
напряжений по релаксационному ме-
ханизму (т.е. за счет трансформации
упругих напряжений в пластичес-
кие при сохранении неизменной их

суммы). По данным работы [493], в случае высокой концентрации на-
пряжений высокотемпературный отпуск не повышает долговечности сва-
рных соединений при различной асимметрии цикла нагружения. Следует
учитывать также и то, что при отпуске происходит существенное разуп-
рочнение металла, в результате которого сопротивление усталости может
существенно снизиться. Однако на коррозионную стойкость сварных со-
единений высокий отпуск оказывает положительное влияние, стабилизи-
руя структуру, уменьшая напряжения I и II рода. Поэтому применение
термообработки для повышения несущей способности узлов МСП на-
правлено прежде всего на улучшение коррозионных свойств сварного со-
единения.

Существующие методы снижения концентрации напряжений сводятся
прежде всего к созданию плавных переходов от шва к основному металлу.
Наиболее распространены механическая зачистка и аргонодуговое оплав-
ление.

В образцах с высокой концентрацией напряжений применение меха-
нической зачистки приводит к повышению пределов выносливости на
-30 %, а при использовании аргонодугового оплавления — до -50 %.
Следует отметить довольно низкую производительность таких видов об-
работки.

Пожалуй, наиболее перспективно наведение сжимающих остаточных
напряжений в зоне концентраторов сварных соединений, для чего и могут
Рис. 5.149. Эпюры остаточных напряжений в узлах МСП (см. рис. 5.148)

быть использованы взрывная и ультразвуковая ударная обработки. Эти
способы позволяют повышать долговечность сварных соединений на по-
рядок, увеличивая при этом предел выносливости не менее, чем вдвое
(рис. 5.149).

Учитывая большие объемы работ при строительстве МСП, низкую се-
бестоимость, высокую производительность, а также возможность прово-
дить обработку в монтажных условиях, при произвольном пространствен-
ном расположении швов, в труднодоступных местах и т.п., наиболее перс-
пективной следует признать обработку взрывом.

5.9.5.	Влияние обработки взрывом
на коррозионно-механическую прочность сварных
соединений морской стационарной платформы

Освоение континентального шельфа в целях добычи нефти
и газа связано со строительством комплекса морских гидротехнических со-
оружений, в том числе МСП, которые эксплуатируются в условиях воздейст-
вия переменных нагрузок и агрессивной среды. Сопротивляемость таких ме-
таллоконструкций разрушению определяется тремя основными факторами
[352]:

•	физико-механическими свойствами сваренного металла;

•	напряженным состоянием соединения;
•	влиянием среды (морской воды).

Наиболее склонны к разрушению сварные соединения, для которых
вследствие термодеформационного процесса сварки характерны повышен-
ная структурно-химическая и металлургическая неоднородность, наличие
напряжений растяжения и концентраторов напряжений конструктивного
и технологического происхождения.

Структурно-химическая неоднородность проявляется в различии струк-
туры и химического состава разных участков сварного соединения на
микро- и макроуровне. Взаимодействуя с морской водой, эти участки с
неодинаковыми электродными потенциалами имеют разную сопротивляе-
мость коррозионному разрушению. Особенно опасна ситуация, когда шов
и зона термического влияния являются анодом относительно основного
металла (катода), так как значительное превышение площади катода по
сравнению с площадью анода обусловливает весьма большую плотность
анодного тока. При этом очаги наиболее интенсивной коррозии наблюда-
ются в районе сварного шва [362]. Остаточные напряжения растяжения
способствуют резкой интенсификации коррозионного процесса за счет
повышения химического потенциала атомов, активации металла и разру-
шения поверхностных защитных пленок [381]. Локализация коррозионно-
механических повреждений в районе сварных швов приводит к зарожде-
нию трещин, при этом коррозионная среда способствует более полному
протеканию деформационных процессов и проявляется в охрупчивании
металла [495].

Опорные блоки МСП в процессе эксплуатации подвергаются дейст-
вию повторно-переменных нагрузок (преимущественно волн) и имеют от-
личающиеся от обычных признаки усталостных разрушений:

•	отсутствие истинного предела выносливости ввиду необратимого ха-
рактера воздействия среды на металл;

•	развитие в начальный период разрушения нескольких усталостных
трещин, а не одной, как это обычно бывает при разрушении на воздухе;

•	большая чувствительность усталостных характеристик к частотному
фактору нагружения;

•	зависимость влияния агрессивности среды от концентрации напря-
жений.

Время контакта металла со средой определяет полноту протекания кор-
розионных процессов. Приведем типичные экспериментальные данные о
скорости коррозии Икорр (мм/год) в морской воде низкоуглеродистых ста-
лей, широко применяемых при строительстве МСП:

зона переменного смачивания................... «	0,3,

в морском грунте............................... а	0,3...0,5,

в условиях морской атмосферы................... =	0,06.„0,08.

Учитывая специфику сооружения и эксплуатации МСП, можно выде-
лить следующие основные методы борьбы с коррозионной усталостью, а
именно, изоляцию поверхности сварных соединений МСП от контакта с
морской водой, электрохимическую защиту, и наконец, оптимизацию на-
пряжен но-деформирован но го состояния сварных швов. Применение двух
первых приемов обязательно при строительстве МСП. Что же касается оп-
тимизации напряженно-деформированного состояния соединений МСП,
то одним из наиболее экономичных и эффективных способов является их
рациональное проектирование с учетом условий эксплуатации в конкрет-
ных акваториях. При этом в целом сохраняется соответствие расчетных и
эксплуатационных нагрузок. Однако наличие в сварных швах узлов МСП
остаточных напряжений сварочного и сборочно-монтажного происхожде-
ния вносит существенные изменения в реальное напряженно-деформиро-
ванное состояние конструкции МСП, которое вследствие этого может
значительно отличаться от расчетного.

Результаты исследований напряженно-деформированного состояния
имитаторов натурных узлов МСП, а также сварных узлов реальных МСП,
эксплуатировавшихся в акватории Южно-Китайского моря, изложены в
общих чертах в подразд. 5.9.4.

Применительно к МСП-2 и МСП-3, эксплуатировавшихся в аквато-
рии Южно-Китайского моря, исследованы остаточные напряжения в уз-
лах, представленных схематично на рис. 5.148, с использованием магнито-
упругой тензометрии. Узлы МСП различались уровнем общей нагружен-
ности. Все измерения проведены в направлении, перпендикулярном оси
шва. Из рис. 5.149 следует, что наиболее нагруженными являются сварные
узлы I (шов 3) и II (швы 1, 2, 3) в МСП-2 и узел I (шов 1) в МСП-3. Во
всех остальных швах, подлежавших контролю, остаточные напряжения
оказались сравнительно невысокими — 100...150 МПа. Однако даже под
действием таких незначительных по интенсивности остаточных напряже-
ний сопротивление усталости соединений может изменяться довольно су-
щественно, поскольку они, резко меняя интенсивность средних напряже-
ний цикла, оказывают крайне неблагоприятное влияние на пределы выно-
сливости. Несмотря на то что имеющиеся литературные данные указывают
иа уменьшение в отдельных случаях остаточных напряжений под действи-
ем эксплуатационных нагрузок практически до нуля, зачастую имеет мес-
то лишь частичная релаксация исходных напряжений. При этом их роль в
изменении общих закономерностей сопротивления усталости становится
весьма существенной. Особенно заметен эффект изменения характеристик
усталости вследствие наличия сварочных остаточных напряжений в мало-
цикловой области нагружения. Искусственное снижение остаточных
напряжений в наиболее нагруженных элементах узлов МСП приводит к
значительному (на порядок) повышению долговечности сварных соедине-
ний и металлоконструкции в целом.

Выполненные исследования позволили сделать нижеследующие выводы.

По образцом-имитатором. В районе сварных швов узлов МСП имеет
место плоское напряженное состояние с компонентами напряжений рас-
тяжения, достигающими предела текучести сваренного металла. Характер
распределения остаточных напряжений определяется геометрией соедине-
ния и повторяется через 180°. Зона их действия включает в себя участки
растягивающих напряжений, сжимающих напряжений и участок сжатия,
удаленный от сварного шва (с внешней стороны).
По сварным узлам МСП-2 и МСП-3. В наиболее нагруженных узлах на-
пряжения растяжения достигают 180...220 МПа, в менее нагруженных —
50...100 МПа. Остаточные напряжения растяжения (в том числе даже не-
значительные по интенсивности) могут существенно изменить характерис-
тики сопротивления усталости МСП при их длительной эксплуатации.

Для определения эффективности обработки взрывом в условиях воз-
действия коррозионно-активной среды проведена следующие исследова-
ния:

»	оценка изменения напряженности I рода в сварном соединении пос-
ле обработки взрывом;

•	оценка изменения после обработки взрывом напряженности II рода
и ее влияния на общую коррозию сварных соединений;

•	оценка влияния обработки взрывом на электрохимическую гетеро-
генность сварного соединения;

•	оценка влияния обработки взрывом на усталостные характеристики
сварного соединения при испытаниях на воздухе (частота нагружения —
1—10 Гц);

*	• оценка влияния обработки взрывом на усталостные характеристики

сварного соединения при испытаниях в морской воде (частота нагруже-
ния — 0,1 Гц);

• анализ полученных данных и разработка методики, применение ко-
торой позволило бы прогнозировать поведение сварной конструкции при
испытаниях в морской воде по результатам испытаний на воздухе.

Учитывая важность надежной оценки расчетного срока службы МСП,
становится понятным, что проведение полновременного эксперимента с
соблюдением всех наиболее значимых эксплуатационных параметров на-
гружения нерационально. В настоящее время есть два подхода к сокраще-
нию времени коррозионно-усталостных испытаний [365]. Первый из них
заключается в замене реальной (рабочей) среды на более агрессивную,
второй — в изменении параметров нагружения, в частности его частоты.
Применение первого подхода может привести к изменению механизма кор-
розионного разрушения, вследствие наводороживания металла, не характер-
ного для условий эксплуатации МСП. Второй подход приводит к умень-
шению продолжительности контакта материала со средой. Однако в данном
случае при соблюдении общих закономерностей процесса коррозионно-
усталостного разрушения появляется возможность качественной оценки
влияния среды на установленные характеристики процесса.

С учетом изложенного разработана комплексная методика оценки кор-
розионно-усталостной прочности имитаторов сварных соединений МСП с
учетом воздействия морской воды. Наличие морской воды снижает цикли-
ческую долговечность крестообразных сварных соединений низколегиро-
ванной стали толщиной 25...37 мм в 1,6...1,8 раз на базах испытаний от Ю4
до Ю7 циклов. Обработка взрывом, создавая остаточные напряжения сжа-
тия в зоне концентратов напряжений в сварных соединениях, способна
повысить их сопротивление усталости прежде всего за счет изменения
асимметрии цикла рабочей нагрузки. Эффективность повышения путем
обработки взрывом стойкости сварных соединений к коррозионно-устало-
стному разрушению может быть оценена путем проведения сравнительных
испытаний на воздухе с учетом поправки [494, 495] на влияние морской
воды. Однако для обеспечения достоверности результатов необходимо вы-
яснить влияние взрывного упрочнения (наклепа) металла, которое всегда
происходит при нагружении взрывом, на коррозионную и коррозионно-
усталостную прочность сварных соединений.

Объектом исследований служила низколегированная сталь 09Г2С, ши-
роко применявшаяся в бывшем СССР (ныне в странах СНГ) при строитель-
стве МСП. Исследовалось влияние взрывного наклепа на коррозию свар-
ных соединений в морской воде и на коррозионно-усталостную прочность
сварных соединений крестообразного типа на базе испытаний 2 • 105 цик-
лов и частотах нагружения 0,1 и 7 Гц.

Первые два этапа включали в себя определение поправки на взрывной
наклеп в соответствии с данными работ [494, 495] о снижении долговечно-
сти сварных соединений при циклических испытаниях в морской воде.
Третий этап состоял в оценке долговечности сварных соединений после
обработки взрывом при базовых испытаниях на воздухе, соответствующих
реальным условиям эксплуатации МСП (2  10б циклов) с учетом поправки
на влияние морской воды, полученной по результатам исследований на
первых двух этапах и данных работы [494]. Такая комплексная методика
позволяет за счет формального увеличения частоты нагружения с 0,1 до
7 Гц на базе 2 - 105 циклов резко (на три порядка) сократить время испы-
таний по сравнению с возможным проведением таких испытаний в морс-
кой воде при частоте нагружения 0,1 Гц на базе 2  106 циклов.

Исследование влияния взрывного наклепа на общую коррозию свар-
ных соединений в морской воде проводили на образцах размером 80 х
х 20 х 10 мм, на которые с помощью ручной дуговой сварки наплавляли
валик, усиление которого с ошлифовывал и. Всего было изготовлено три
партии образцов, одна из которых была оставлена в исходном состоянии,
а остальные подвергнуты обработке взрывом по двум режимам (Д и Вг).
Модификации обработки взрывом отличались между собой различной сте-
пенью упрочнения и размерами наклепанной зоны. Замеры твердости
{НУ) дали возможность косвенно определить степень механической неод-
нородности рассматриваемых сварных соединений (табл. 5.21).

Оценку размеров наклепанной зоны проводили на специальных образ-
цах размером 150 х 50 х 10 мм. Боковые грани образцов шлифовали, пос-
ле чего образцы подвергали высокому отпуску (нагрев до 600 °С, выдерж-
ка — 1 ч).

Электрохимическую гетерогенность сварных соединений, вызванную
теплофизическим и хи ми ко-металлургическим воздействием сварки и по-
следующей обработки, оценивали на основе анализа значений общих и
локальных электродных потенциалов, а также степени поляризуемости,
характеризующей склонность к коррозионному разрушению. Замеры элект-
родных потенциалов, снятие и обработку поляризационных кривых для раз-
личных зон сварного соединения проводили в соответствии с методиками,
Таблица 5.21. Результаты коррозионных испытаний сварных соединений стали О9Г2С

Параметр	Состояние образца		
	Исходное	Режим обработки взрывом Д	Режим обработки взрывом &
Значения	*  Основной металл	164	172	180
Шов	206	222	236
ЗТВ	180	200	210
Электродные потенциалы* (мВ)/плотность тока (мА/см1) Основной металл	550/0,98	550/0,98	550/0,98
Шов	526/0,37	530/0,55	550/0,30
ЗТВ	546/0,47	553/0,44	553/0,40
Коэффициент качества, % по току	62	64	60
по потенциалу	5,0	4,7	5,4
Средняя скорость коррозии (процент к ис- ходному состоянию) на базе, г/м1 • ч  820 ч	6,97(100)	8,00(115)	7,92(114)
1640 ч	7,03(100)	7,98(144)	6,80(98)
Размеры пластически деформированной зо- ны после обработки взрывом, мм  глубина			з,о	1,5
ширина	—	20	20

* Значения, усредненные по зоне.

изложенными в работе [381], при полном погружении образцов в раствор.
Образец, использованный при этом, показан на рис. 5.150. В качестве элек-
тролита при электрохимических испытаниях применяли 3%-й водный раст-
вор хлорида натрия, который по своим основным характеристикам близок
к натуральной морской воде. В качестве критериев оценки электрохимиче-
ской неоднородности рассматриваемых соединений использовали относи-
тельные количественные коэффициенты качества по потенциалу и плот-

ности тока саморастворения в процентном выражении, предложенные в
работе [495].

Определение стационарных потенциалов металла проводили по-
средством контакта металла с каплей электролита. Поскольку капля по-

Рис. 5.150. Образец для электрохи-
мических исследований

крывала множество зерен металла, гра-
ниц зерен, включений и т.п., измерен-
ное значение электродного потенциала
оказалось усредненным, относящимся
к макроскопическому участку металла,
соответствующему размеру капли =
= 1...3 мм). Выдержка перед измерением
составляла -15 мин. Относительным по-
казателем электрохимической гетероген-
ности сварных соединений, по резуль-
татам измерения электродных потенциалов, является коэффициент
Ч =^1^1''

где |<р| — усредненные абсолютные потенциалы исследуемых зон сварного
соединения. Коррозионную активность отдельных зон соединения до и
после обработки взрывом оценивали, измеряя токи саморастворения метал-
ла на основе построения поляризационных кривых [494] с использованием
потенциостата П-Б827. Аналогичным образом определяли

~ (к"тах| Ы)Ы ^'тт '

Для оценки скорости и характера коррозии образцы помешали в стек-
лянную емкость объемом 10 л с синтетической морской водой (на основе
дистиллированной воды) следующего химического состава, г/л: ИаС1 —
24,5; М§С12- 11,1; Мё8О4 - 4,1; СаС12 - 1,16; КС1 - 0,7; №НСО3 -
0,20; 1ЧаН4СО3 - 0,20; Н3ВО3 - 0,003; Ка28О4 - 4,1.

Время экспозиции образцов в среде составляло 820 и 1640 ч при тем-
пературе 16...18°С. Периодически проводили барботирование раствора с
помощью микрокомпрессора с расходом воздуха около 7 л/ч. По истече-
нии времени испытаний образцы высушивали, после удаления продуктов
коррозии их взвешивали и изучали состояние поверхности в зоне сварного
соединения. Обследование проводили на основе визуального осмотра и с
помощью инструментального микроскопа «Метавалл» (ув. 60). Результаты
оценки неоднородности и коррозионной стойкости сварных соединений,
принятых к испытаниям, приведены в табл. 5.21.

Анализ результатов испытаний сварных соединений в нейтральной сре-
де показал наличие определенной степени электрохимической гетерогенно-
сти как для образцов в исходном состоянии, так и прошедших обработку
взрывом (см. табл. 5.21 и рис. 5.151). Сопоставление значений коэффициен-
тов качества по потенциалу и плотности тока коррозии позволяет заклю-
чить, что в целом все образцы (в исходном состоянии и обработанная взры-
вом по двум режимам) обладают примерно одинаковой степенью гетероген-
ности при некотором выделении варианта В первого режима, характеризую-
щегося повышенным значением коэ-
ффициента качества по току.

Обследование поверхности об-
разцов, подвергнутых коррозионному «
воздействию синтетической морской	О

воды, показало относительно равно-	«

мерный характер разрушения поверх- §
ности, при этом основная масса по- “
ражений сосредоточена в зоне тер- В
мического влияния в районе линии |

Рис. 5.151. Схема снижения долговечности
крестообразных сварных соединений при воз-
действии морской воды

Количество циклов нагружения
до появления трещины усталости
Рис. 5.152. Установка для коррозион-
но-усталостных испытаний:

а — общий вид и барабан с испытывае-
мыми образцами, б— конструкция нагру-
зочного барабана и схема нагружения об-
разца. Пояснения в тексте

сплавления в виде локальных
«цепочек» коррозионных де-
фектов наряду с наличием от-
дельных питтингов и групп то-
чечных поражений во всех зо-
нах сварного соединения и в
основном металле. Существен-
ного различия в характере кор-
розионного разрушения в зави-

симости от модификации обработки взрывом не выявлено.

Сопоставление средних скоростей коррозии, полученных на основе
гравиметрических измерений, позволило сделать вывод, что при выбран-
ных условиях испытаний обработка взрывом несколько снижает коррози-
онную стойкость сварных соединений на первом этапе исследований
(820 ч) с повышением скорости коррозии на 13...15 %. При увеличении
времени выдержки в среде до 1640 ч происходит нивелирование разницы в
скоростях коррозии для исходного состояния и второго режима. Для образ-
цов, обработанных по режиму Д, наблюдается незначительное усиление
интенсивности коррозионного разрушения по сравнению с образцами в
исходном состоянии.

Снижение долговечности сварных соединений крестообразного типа при
испытаниях на воздухе наблюдается в широком диапазоне изменения базы
испытаний. В работе [361] показано, например, что действие остаточных на-
пряжений в сварных соединениях такого типа проявляется начиная с базы
испытаний 2 • Коциклов и более. Сравнительные испытания в морской воде
на базе 2 • 105 циклов образцов с резкой концентрацией напряжений дает воз-
можность в чистом виде оценить влияние взрывного упрочнения (наклепа)
на коррозионно-усталостную прочность сварных соединений.

Схема нагружения образца и программа испытаний предусматривали
нагружение образцов по схеме трехточечного изгиба при напряжении в
рабочем сечении, равном 0,6стт стали 09Г2С. Рис. 5.152 иллюстрирует спе-
циальную установку для циклических коррозионно-механических испыта-
ний конструкционных сталей и их сварных соединений.

Конструкция установки выполнена таким образом, что одновременно
испытываются 16 образцов (по четыре на каждый вид обработки) и в за-
висимости от целевого назначения эксперимента образцы могут испыты-
вать одинаковые или разные силовые нагружения при идентичном воздей-
ствии коррозионной среды. Это достигается за счет использования много-
позиционного барабана 1 по периметру которого размещены образцы 2,
которые нагружаются статически винтовыми прижимами 3 по схеме трех-
точечного изгиба. Контроль стрелы прогиба производится индикатором 5.
Нажимной элемент 7 опирается на консоль образца. При подходе к край-
нему верхнему положению в процессе вращения барабана образец через
шарик 7 нагружается циклическим усилием (создаваемым массой нажим-
ного кольца 6 с грузом 8, подвешенным на траверсе 9),

Изменение стрелы прогиба в процессе испытания контролируется ин-
дикатором и деформометром. Для ограничения боковых перемещений на-
жимного кольца служат фиксаторы. При необходимости проведения корро-
зионно-механических испытаний устанавливается смачивающий ролик и
бачок (ванночка) с коррозионной средой. Количество оборотов барабана
фиксируется счетчиком. Над барабаном с образцами размещен микроскоп,
позволяющий производить как наблюдение за состоянием образца, так и
замеры линейных размеров трещин (с точностью до 0,1 мм).

Параметры нагружения: уровень нагрузки (набор грузов) — 10...350 кг;
частота нагружения 6...9 цикл/мин; коэффициент асимметрии цикла —
0,05...0,8.

Статическое усилие Р„ вызывает во внешних волокнах центральной зо-
ны плоского образца напряжение

СТГТ — -Л " " I

ст	^2	’

где — прогиб; / — расстояние между опорами.

Циклическое усилие Рц приводит к возникновению во внешних
волокнах центральной зоны плоского образца переменных напряжений

_ЗРЦ/

ьь2 ’

где Ь — ширина образца. Если Ра < Рст, то образец во время испытаний не
испытывает циклических воздействий; если же Ри > Р„, то кроме статичес-
ких напряжений образец воспринимает и периодическое нагружение, соз-
дающее добавочное напряжение с амплитудой Дстц = сти - ст„.

Для образцов неплоского сечения при расчете напряжений в конкрет-
ном сечении необходима корректировка расчетных зависимостей, а также
возможно введение в расчет коэффициентов, учитывающих концентрацию
напряжений. Подвод коррозионной среды к образцу производится посред-
ством поролонового валика, погруженного в ванночку с раствором, обка-
тывающего и таким образом смачивающего поверхность каждого образца.
Данная схема контакта «металл-среда» создает наиболее неблагоприятные
с точки зрения интенсивности протекания коррозионных процессов усло-
вия, соответствующие режиму периодического смачивания. Частота нагру-

Таблица 5.22. Результаты коррозионно-усталостных испытаний

Вид послесварочной обработки	Лр, цикл  10'1	Др.  мм ‘ КН	Кр, мм/цнкл • 10 3	®ОСГ1 МПа	Да, м= Ю4
Без обработки	1,822	6,80	3,90	340	3,61
Обработка взрывом					
Первый режим	1,796	5,90	3,28	346	3,71
Второй режим	1,818	5,50	3,02	360	3,58
жения составляла 6 цикл/мин, что соот-
ветствовало средней частоте действия вол-
новой нагрузки в Каспийском и Черном
морях. Коэффициент асимметрии цикла —
0,05. В процессе испытаний продолжите-
льностью в среднем 1800 ч рабочую часть
образцов периодически смачивали 3%-м
водным раствором хлорида натрия. Конт-
роль состояния поверхности образцов осу-
ществляли визуально н с использованием
микроскопа (ув. 24). Во всех случаях заро-
ждение трещин происходило в области пе-
рехода наплавленного валика к основному
металлу, характеризующейся повышенной
концентрацией напряжений в области де-
фектов конструктивно-технологического и
коррозионного происхождения. Необходи-

мо отметить, что для сварных соединений, не обработанных взрывом,
вспучивание и расслоение пленки продуктов коррозии наблюдалось уже
на ранней стадии испытаний, в то время как для обработанных взрывом
образцов характерно отсутствие несплошностей на поверхности металла
вплоть до момента появления коррозионно-усталостных микротрещин.

Испытания проводили до момента полного пересечения магистраль-
ной трещиной внешней поверхности образца у начала сварного шва
(рис. 5.153), а по их окончании образцы разрушали (доламывали) при осе-
вом статическом нагружении по стандартной методике с целью определе-
ния их остаточной прочности н изучения топографии излома, а также для
оценки средней скорости роста трещин.

Сопротивляемость рассматриваемых соединений коррозионно-механиче-
скому разрушению в морской воде оценивали на основе анализа и сопостав-
ления следующих показателей: средней циклической долговечности образца
до образования магистральной трещины Л^; остаточной прочности образцов
с трещинами сг^; средней глубины коррозионно-усталостной трещины
площади оставшегося «живого» сечения образца после испытаний 5ЖС; сред-

ней скорости роста трещин

Установлено, что упрочнение ме-
талла взрывом в местах геометриче-
ских концентраторов напряжений не
оказывает существенного влияния на

Рис. 5.154 Сопротивление усталости свар-
ных соединений крестообразного типа после
обработки взрывом с учетом воздействия
морской воды:

1 — после сварки (на воздухе); 2 — после обработ-
ки взрывом в первом режиме (на воздухе); 3 — по-
сле сварки (в морской воде); 4 — после обработки
взрывом во втором режиме (в морской воде)
циклическую долговечность сварных соединений в морской воде. Однако
сравнение значений глубин трешин и скоростей их развития при повтор-
но-статических испытаниях показал более высокую сопротивляемость ко-
ррозионному растрескиванию сварных соединений, обработанных взры-
вом. Так, скорость развития трешин в образцах, подвергшихся обработке
взрывом, в среднем ниже таковой в образцах в исходном состоянии на
-40 % наряду с повышением остаточной прочности на ~4.„6 %. В резуль-
тате проведения первых двух этапов исследований показана независимость
коррозионных и коррозионно-усталостных свойств сварных соединений
от взрывного наклепа. Теперь, используя данные сравнительных усталост-
ных испытаний на воздухе [494] и учитывая поправку на влияние коррози -
онно-активной среды, можно прогнозировать долговечность сварных сое-
динений крестообразного типа (т.е. с резкими концентраторами напряже-
ний конструктивного характера) в морской воде после обработки взрывом.
Усталостные испытания проводили на динамическом пульсаторе с часто-
той 7 Гц. Результаты усталостных испытаний на воздухе (рис. 5.154) под-
тверждают высокую эффективность обработки взрывом.

5.9.6. Специальные схемы обработки взрывом
сварных соединений, проводимой

в целях замедления развития усталостных трещин

Создание полей остаточных напряжений
сжатия перед вершиной развивающейся трещины

Считается установленным, что усталостная прочность
сварных соединений может быть повышена применением послесварочной
обработки, направленной либо на создание в местах геометрических кон-
центраторов напряжений наклепа металла и наведение полей остаточных
напряжений сжатия, либо на полное или частичное снятие напряжений
растяжения, ориентированных в направлении силового потока [485 и др.].
Действующие факторы обработки взрывом, приводящей к образованию
напряженно-деформированного следа с двухосными напряжениями сжа-
тия, позволяют одновременно решить две эти задачи, а потому она являе-
тся эффективным средством повышения пределов выносливости сварных
соединений и машиностроительных деталей. В выполненных впервые в
ИЭС НАН Украины работах исследовалось, как указывалось ранее, влия-
ние обработки взрывом на усталость главным образом сварных образцов с
резкими концентраторами напряжений, причем схемы обработки взрывом
обеспечивали наклеп металла и наведение напряжений сжатия в зонах
концентрации напряжений без существенного снятия напряжений растя-
жения в образце как целом.

Именно этим можно объяснить то, что эффективность обработки взры-
вом оказалась наибольшей применительно к образцам с лобовыми и
фланговыми швами, в которых основным фактором, определяющим соп-
ротивление усталости, является концентрация напряжений [352].

Установленная в многочисленных исследованиях высокая эффектив-
ность обработки взрывом для снижения остаточных напряжений I рода
наряду с детальным изучением физических механизмов ее воздействия на
обрабатываемый металл [43, 461] открыли новые возможности данного ви-
да послесварочной обработки для повышения выносливости деталей и
сварных соединений.

Положительное влияние обработки взрывом на долговечность сварных
соединений низкоуглеродистых сталей, оцениваемую по количеству цик-
лов до образования докритической трешины усталости (-2...3 мм) отмечает-
ся многими исследователями. Аналогичные выводы получены и для свар-
ных соединений сталей повышенной (ог < 500...600 МПа) и высокой (стг<
< 1000 МПа) прочности. Вместе с тем одним из показателей, характеризу-
ющих несущую способность материалов и сварных соединений при цик-
лических нагрузках, является их сопротивляемость развитию усталостных
трещин.

Стадия развития усталостной трещины, оцениваемая по количеству
циклов нагружения до полного разрушения, в ряде случаев может состав-
лять до 70...90 % общей долговечности изделия. Предотвращение или за-
медление развития трещин усталости может быть достигнуто [365] путем
изменения в благоприятном направлении свойств металла и его остаточ-
ной напряженности.

Эффективность использования для этих целей обработки взрывом
определена, например, на крупноразмерных плоских несварных образцах
из низколегированной стали 10ХСНД размером 640 х 160 х 20 мм с цент-
рально-расположенным концентратором напряжений в виде отверстия ди-
аметром 8 мм с надрезами, имитирующими трещиноподобные дефекты
сварных швов. Образцы после высокого отпуска подвергали двусторонней
обработке взрывом зарядами высокобризантного В В (эластита) толщиной
0,5...1,5 мм, устанавливаемыми либо непосредственно на поверхность ме-
талла, либо с использованием демпфирующих прокладок.

В результате детонации зарядов
в зонах их расположения образовы-
вался напряженно-деформированный
след с напряжениями сжатия, до-
стигавшими ~(0,5...0,7)от, ориентиро-
ванными вдоль продольной оси об-
разца. Конфигурация распределения
остаточных напряжений, наводимых
при этом обработкой взрывом, подо-
бна приведенной на рис. 5.155. Уста-
лостные испытания проводили при
= 0 на гидравлическом пульсато-
ре ПДМ-200 ПУ. Подробно мето-
дика испытаний изложена в работе
[485]. По мере развития трещины ее

Рис. 5.155. Распределение остаточных на-
пряжений в пластине после обработки взры-
вом полосовым зарядом
кончик попадал в зону на-
пряжений сжатия, которые, как
ожидалось, должны были заме-
длить скорость распространения
трещины.

Результаты испытаний на
усталость, представленные на
рис. 5.113, подтвердили резкое
снижение скорости развития ус-

Рис. 5.156. Схема обработки взрывом для тор-
можения развития трещины усталостного разру-

талостного разрушения в резу- шения
дьтате обработки взрывом.

При испытании аналогичных образцов исследовано также влияние
режимов обработки взрывом на эффект торможения трещин усталост-

ного разрушения, которое оценивали путем построения зависимостей
скорости распространения трещины от размаха КИН, характеризующего
напряженно-деформированное состояние в вершине развивающейся тре-
щины. Скорость последней находили методом дифференцирования экс-
периментальных зависимостей длины трещины от количества циклов на-
гружения. Размах коэффициента интенсивности напряжений определяли
с учетом поправки для полосы конечной ширины [352, 377]. Проведено
две серии экспериментов: в первой из них край полосового заряда со-
прикасался с вершиной трещины, во второй — край заряда отстоял от
вершины трещины таким образом, чтобы с учетом особенностей форми-
рующегося в металле напряженно-деформированного следа при взрыве

на его поверхности полосового заряда вершина трещины заведомо нахо-
дилась в поле остаточных напряжений сжатия.

Результаты испытаний приведены на рис. 5.114, из которого следует,
что в случае, когда край заряда совпадал с краем трещины, обработка

взрывом не привела к заметному повышению сопротивляемости разви-
тию трещин на стадии их за критического роста по сравнению с отпу-
щенным образцом (кривые 2 и 1 соответственно). Во второй серии экс-
периментов наблюдается значительное (на порядок) замедление скорости
развития усталостного разрушения (кривые 3 и 4).

На основании анализа существующих методов повышения усталост-
ной прочности, выполненных П.П. Михеевым и В.И. Труфяковым [352,
417], а также руководствуясь известными особенностями деформации тол-
стостенных цилиндров под действием внутреннего давления (задача Ламе
[129, 231]), мы разработали способ обработки сварных соединений с тре-
щинами усталости, который предполагает высверливание отверстия перед
вершиной трещины, помещение и взрыв шнурового заряда ВВ в этом
отверстии.

Принципиальная схема указанной обработки взрывом представлена на
рис. 5.156. Такая обработка приводит к формированию вокруг отверстия
поля напряжений сжатия, оказывающих тормозящее влияние на развитие
трешины. Уже первые эксперименты подтвердили достаточно высокую
эффективность этой обработки. На рис. 5.157 приведены результаты уста-
лостных испытаний образцов стали 10ХСНД. Параметры обработки взры-
Рис. 5.157. Зависимость длины трещины от количества циклов:

1 — исходное состояние; 2 — обработка взрывом

Рис. 5.158. Циклическая долговечность образцов при Д, - 0 и * 155 МПа после при-
менения различных способов торможения усталостной трещины:

/ — исходное состояние; 2 — высверливание отверстий в вершинах трещины; 3 — то же с установ-
кой высокопрочных болтов; 4 — статическая перегрузка до 240 МПа; 5 — обработка взрывом; 6 —
локалы.ый нагрев; 7 — заварка трещины

вом назначали с учетом размеров трещины, толщины и прочности матери-
ала и других факторов. В ряду иных мер повышения усталостной прочнос-
ти, как свидетельствует имеющийся опыт, указанный способ занимает
промежуточное положение между полной заваркой трещины и простым
высверливанием отверстия (рис. 5.158) [496].

Однако при необходимости выполнения большого объема работ иа эк-
сплуатируемых конструкциях, при затрудненности доступа к местам рас-
положения трещины обработка взрывом по предложенной схеме отличает-
ся несомненными преимуществами. Для обоснованного применения дан-
ной модификации обработки взрывом, направленной на искусственное
наведение перед вершиной усталостной трещины напряжений сжатия, схе-
ма подверглась тщательному теоретическому анализу с позиций линейной
механики разрушения с целью создания методики расчетного определения
оптимальных параметров нагружения в зависимости от исходной длины
усталостной трещины, характеристики цикла переменного нагружения и
свойств материала, суть которого сводится к следующему.

Известно, что перед вершиной развивающейся усталостной трещины
формируется так называемая обратимая зона пластической деформации,
размер которой существенно меньше протяженности зоны пластической
деформации, отвечающей статическому нагружению. Размер «обратимой»
зоны для переменных напряжений растяжения имеет вид [376]:

1 Г А* V

₽ 2я^2ату

где ДК — размах КИН.
611

Искусственно наведенные перед вершиной усталостной трещины длиной
24 остаточные напряжения сжатия способствуют стеснению развития пла-
стической деформации перед вершиной трещины и тем самым влияют на раз-
мер «обратимой» зоны пластической деформации, уменьшая ее. В этом случае
размер «обратимой» зоны предлагается вычислять, используя соотношение

(5.155)





2я 2(от +	)

где ДЯ^ = Ктах - эффективный КИН цикла переменного нагружения
для заданной трещины длиной 2/0.

В ранее выполненных исследованиях [375] для ДА^ было получено

выражение

-ГЖ -0.5)'

Д^ = ехр -^-2-----—

(5.156)

т

где ЬКф =	— размах КИН цикла переменного нагружения с

асимметрией X и т — константы материала.

Если искусственно наведенные остаточные напряжения сжатия перед
вершиной усталостной трещины не останавливают трещину, а лишь умень-
шают ее скорость, то при максимальном значении КИН цикла перемен-
ного нагружения Я^ трещина оказывается открытой. При этом размер
зоны пластической деформации перед вершиной тормозящейся трещины
определяется соотношением (5.155) с учетом формулы (5.156). Для вы-
числения эффективного размаха КИН цикла ДЯ^, отвечающего тормозя-
щейся усталостной трещине с наведенным перед ее вершиной полем оста-
точных напряжений , рассматривается модель роста трещины, приве-
денная на рис. 5.159.

Пусть трещина эффективной длины 2(/0 + гр), где 4 — полудлина тор-
мозящейся усталостной трещины; гр — протяженность зоны «обратимой»

пластической деформации, ко-
торая расположена в бесконеч-
ной упругой пластине и перед
ее вершинами действуют напря-
жения сжатия. При этом упру-
гая пластина подвергается воз-
действию переменных напряже-
ний (размаха До =	с

асимметрией цикла - СТт!~),

^тах

которые направлены перпенди-
кулярно плоскости трещины, а
к берегам трещины на участках,
равных гр, вблизи ее вершины
приложены силы (X*), направ-

Дст

I

Аа

Рис. 5.159. Модель роста трещины усталости в
поле остаточных напряжений
ленные противоположно действующим переменным напряжениям. В рам-
ках указанных модельных представлений для вычисления максимального
КИН цикла положив 0(х), согласно подходу Леонова—Панасюка [497],
равным пределу текучести материала стт, можно получить соотношение

+ГР0> “2СГГ1/— ^аГССО57~Т7
’	Ул *0 + 5

Расчетное значение КИН цикла переменного нагружения заданной
асимметрии Д,, который отвечает моменту раскрытия усталостной трещи-
ны КОр, можно вычислить на основе уравнения Г.И. Баренблата [498],
Принимая в указанной модели силы сцепления у вершины трешины 0(х) =
= 2стт + и задавая размер зоны их действия а =	, а также вычислив

соответствующий интеграл, получаем формулу

Таким образом, модель эффективной трешины (см. рис. 5.159) позво-
ляет вычислить эффективный размах КИН цикла для усталостной
трешины длиной 2/0, который учитывает действующие перед вершиной
трещины остаточных напряжений. Соответствующая расчетная формула
принимает вид

+ '«) - 2птТ° ^"агссозу

V 'ТГ	*

(5.157)

Принимается, что вычисляемый по формуле (5.157) эффективный раз-
мах КИН цикла АД/4) определяет кинетику усталостного разрушения при
подрастании усталостной трешины от 2/0 до 2(/0 +	). При этом расчет

соответствующего количества циклов перемен напряжений, необходимого
для указанного подрастания, выполняется в соответствии с кинетическим
уравнением усталостного разрушения, предложенным в работах [375, 499].
Если подставить вычисленное по выражению (5.157) значение эффектив-
ного размаха КИН в уравнение движения трещины и выполнить соответ-
ствующие преобразования, можно получить расчетное значение долговеч-
ности в виде

где С, ш и X — постоянные материала, определяемые при тестовых
испытаниях на циклическую трещи но стой кость эталонных образцов [375].
При подрастании тормозящейся усталостной трешины от начала ее тормо-
жения (длина трещины 2/0) до полного пересечения трещиной зоны оста-
Рис. 5.160. Образец для оценки эффективности торможения тре-
щины усталости локальной обработкой взрывом

точных напряжений сжатия (длина трещины 24) рас-
четное значение циклической долговечности опреде-

ляется формулой

* = *<> + X------------------------

'’*сё1-5Чд^(4) + 1гА)Г’1

/ = 0

(5.159)

Данная методика расчетной оценки цикличес-
кой долговечности апробирована на базе эксперимен-
тальных данных циклической трещиностойкости ста-
ли СтЗсп (от = 296 МПа, ств = 475 МПа) после торможе-

ния усталостной трещины путем обработки взрывом по схеме, приведенной
на рис. 5.156. Испытывали плоские образцы (рис. 5.160) с предварительно
выращенной при отнулевом циклическом нагружении усталостной трещи-
ной длиной 24—41,5 мм. Перед вершинами трещины с помощью локаль-
ной обработки взрывом наводили поле остаточных напряжений сжатия.

Экспериментальная эпюра распределения остаточных напряжений
перед вершиной трещины приведена на рис. 5.161. Из рисунка видно, что
максимальные напряжения сжатия достигают значений, близких к 0,6ат
стали. После обработки взрывом образец испытывали на циклическую
трещиностойкость при отнулевом осевом нагружении с максимальными
напряжениями цикла в нетто сечении 155 МПа. На рис. 5.162 приведены
экспериментальные данные (точки) и расчетная зависимость (сплошная
линия) длины тормозящейся трещины от количества циклов переменного

нагружения.

Необходимые для расчетного определения ресурса характеристики цик-
лической трещиностойкости стали СтЗсп согласно работам [361, 374,
375] принимались равными С= 0,73  10"°, т = 3,96 иХ = 1,1, Сопостав-

Рис. 5.161. Эпюра остаточных напряжений, наведенных обработкой взрывом
перед вершиной трещины

Рис. 5.162. Зависимость длины тормозящейся трещины от количества циклов
ление полученных расчетных значений долговечности с эксперименталь-
ными (рис. 5.162) свидетельствует об их удовлетворительном соответствии
при развитии усталостной трещины от ее полудлины 4 = 41,5 мм (начало
торможения трещины) и до полудлины 4 = 57 мм, когда трещина полнос-
тью пересекает зону действия тормозящих ее рост остаточных напряжений
сжатия.

Создание локальной зоны многослойного строения
металла перед вершиной развивающейся тращины

Торможение и/или замедление развития имеющихся в свар-
ных соединениях усталостных трещин может быть достигнуто с помощью из-
вестного приема [496], используемого при производстве труб магистральных
газопроводов, обладающих повышенной сопротивляемостью протяженным
разрушениям. Он сводится к изготовлению труб (а также сосудов высокого
давления) из так называемого квазимногослойного металла.

В основу этого решения положены данные о том, что, во-первых, тон-
кий металл обладает более низкой критической температурой перехода в
хрупкое состояние, чем толстый такого же состава, и, во-вторых, несущая
способность пакета из нескольких слоев на 10... 15 % выше, так как при
одинаковом составе тонкий металл прочнее толстого именно настолько.

Эти соображения позволили автору разработать способ [500, 501]
увеличения циклической долговечности сварных соединений путем ис-
кусственного создания с помощью обработки взрывом зоны многослой-
ного строения металла на пути развивающейся трещины усталости. Для
этого определенный участок металла нагружается или с одной (при опи-
рании его на подложку, имеющую заданную акустическую жесткость),
или с двух сторон взрывом плоских зарядов бризантного ВВ различной
толщины, определяющей количество образующихся слоев. Встречное
движение по металлу У В и последующее их внутреннее отражение наря-
ду с отражением от свободных поверхностей [31] приводит к образова-
нию внутренних расслоений металла на участке обработки. На рис. 5.163
показано поперечное сечение пластины на этом участке. Кроме того, та-
кое нагружение вызывает заметное повышение прочности обработанного
металла. Данные соответствующих экспериментов показаны на рис. 5.164,
а на рис. 5.165 схематично изображен образец для испытаний на крити-
ческое раскрытие трещины.

Рис. 5.163. Макрошли-
фы участков квазимно-
гослойного строения ме-
талла после обработки
взрывом
Рис. 5.164. Зависимость количества слоев от высоты заряда ВВ (о) и повышение прочно-
сти стали в результате обработки взрывом (б)

Оценку ситуации, имеющей место при формировании в условиях ин-
тенсивного взрывного нагружения внутреннего откола [31], можно сде-
лать, анализируя картину интерференции УВ в пределах толщины ме-
таллической пластины, подвергаемой, как уже указывалось, либо двухсто-
роннему нагружению азрывом заряда ВВ, способного создать в металле
давление, превышающее его предел прочности, либо одностороннему на-
гружению взрывом такого же ВВ с опиранием пластины на основание с оп-
ределенной акустической жесткостью. При этом условия оформления взры-
вного нагружения при его практической реализации должны обеспечивать
формирование определенной конфигурации (близкой к треугольной) как

начального, так и отраженного от опоры ударно-волнового импульса.

При аналитическом анализе данной схемы взрывного воздействия для
создания алгоритма расчета в первом (и, как показывает практика, прием-
лемом) приближении рассматривается [502] нагружение взрывом упругого
слоя, опертого на абсолютно твердое
полупространство. Возбуждаемые взры-
вом напряжения в слое описываются
волновым уравнением

Э2

= с2

4%2

(5.160)

Здесь с — скорость распространения
объемных волн, которая удовлетворяет
начальным

1(=0

гг

Э/

-0

/-0

(5.161)

Рис. 5.165. Образец для испытаний на крити-
ческое раскрытие трещины

412

= 0
и граничным

С«1г=±0Лб1

-ЛО

(5.162)

условиям.

Нагрузка Р (/) задается в виде

О, «г,,/»/,;

Р(П =

г г2

С™> 7—7-. 1г < 1 < 6-

Г3 ~*2

(5.163)

Применяя к уравнению (5.160) преобразование Лапласа, с учетом
(5.161) получаем

р2

^-р-Зв=0.	(5.164)

После выполнения преобразования Лапласа (5.163) получаем транс-
форманту граничных условий:

<5165>

где	(е~р12 —	е~р’2 —е~р12 л  ЛР) = Лих 	2	+	  1 р	р )	(5.166)

Для моделирования ударно-волнового нагружения задаем

Ро(0 - Нт Пт Нт Р(Г), тогда из (5.166) имеем

Ч ->/}-> г,12-*г

р-Р'2 _ <*-₽'!

ЛЛ = Л«----------(5.167)

Р

Из (5,163) и (5.164) находим

а - Р (в) е*(г+0,561 * 1 +е?51	+ е’+0,581 * 1+ е

аа-/4(Ле 1_ег^ >+е	’

После обратного преобразования Лапласа можно определить оригинал на-
пряжения ок(г, 0- Для определения прогнозируемых мест разрушения
(внутреннего откола) используется критерий Тулера—Бугера

<0

/(о-от)Л^/0,
О

(5,168)
Рис. 5.166. Механические свойства стали
10ХСНД после обработки взрывом:

о — изменение ударной вязкости (1 — исходное
состояние, 2 — обработка взрывом полосовым
зарядом эластита толщиной 0,5 мм с прокладкой
1,0 мм, 3 — то же с прокладкой 1,5 мм, 4 — то
же с прокладкой 2,0 мм, 5— то же с проклад-
кой 3,0 мм, 6 — то же с прокладкой 4,0 мм);
6 — смещение критической температуры вязко-
хрупкого перехода (л = 3); & — характер разру-
шения образцов, в зависимости от количества
слоев (числа у кривых)

где 70 — импульс взрывного нагру-
жения.

Откольные постоянные рассма-
триваемого металла (^, стт, /0) в соот-
ветствии с приведенным алгорит-
мом расчета должны уточняться
(принимая во внимание упругую
идеализацию постановки задачи) пу-
тем сравнения с данными коррект-
ного эксперимента (см., например,
рис. 5.164).

Помимо положительного влия-
ния на кинетику усталостного раз-
рушения такая обработка взрывом
приводит к существенному улуч-
шению механических характеристик
сварных соединений: повышению про-
чности; ударной вязкости; сниже-
нию температуры вязкохрупкого пе-
рехода, определяемой как из испы-
таний на ударную вязкость, так и по
критическому раскрытию трещины.
На рис. 5.166 показаны некоторые
результаты соответствующих меха-
нических испытаний.

Таким образом, предложенные
новые модификации обработки взры-
вом оказывают благоприятное влияние

/, °С
е

на механические свойства сварных

соединений и, что особенно важно, способствуют значительному замедле-

нию процесса разрушения металла, изменяя его характер, т.е. превращая

хрупкое разрушение в вязкое.
5.10.	УСТРАНЕНИЕ ДЕФЕКТОВ ФОРМЫ РЕЗЕРВУАРОВ
ДЛЯ НЕФТЕПРОДУКТОВ

Крупноразмерные вертикальные цилиндрические резер-
вуары объемом до 100 000 м3 широко используются во многих странах для
хранения нефтепродуктов. В ИЭС НАН Украины в 1944 г. Г.В. Раевским
был предложен высокопроизводительный индустриальный способ изготов-
ления подобных сосудов из рулонных заготовок [503], который получил
впоследствии широкое промышленное применение. Одним из недостатков
таких резервуаров является наличие «угловатости» замыкающих вертикаль-
ных стыков, образующейся при разворачивании рулонных заготовок
(рис. 5.167). Нередко подобные дефекты формы имеют место и при тради-
ционной полистовой сборке крупногабаритных оболочечных конструкций.

Прочностные расчеты резервуаров производятся из условия обеспече-
ния их статической прочности [503, 504]. Предельное состояние стенки
резервуара согласно этому критерию соответствует рабочим напряжениям,
равным 0,6стт металла. Предельное заполнение резервуара при проведении
его испытаний после монтажа приводит к проявлению напряжений, рав-
ных 0,8от стали. Несмотря на статический характер эксплуатационных на-
грузок, фактическое напряженно-деформированное состояние стенки ре-
зервуара характеризуется переменностью во времени, обусловленной не-
стабильностью уровней его заполнения из-за частой оборачиваемости не-
фтепродукта в процессе эксплуатации, проведения ремонта и технического
обслуживания, остановок и неисправностей перекачивающего оборудова-
ния, запорной аппаратуры и т.д.

На нефтеперекачивающих станциях (НПС) в течение месяца выпол-
няется до 70...80 циклов опорожнения—заполнения резервуаров [505]. Вы-
сокий уровень оборачиваемости нефтепродуктов обусловливает накопле-
ние в стенке резервуара значительных усталостных повреждений. В част-
ности, вблизи вертикальных швов трещины могут формироваться уже на
ранних стадиях эксплуатации. Так, в 1979—1980 гг. на НПС «Самара» за-
регистрировано несколько трещин в вертикальных монтажных швах, кото-
рые имели значительную начальную угловатость кромок [505]. Наиболь-
шее число трешин наблюдается в резервуарах, находившихся в эксплуата-
ции от 3 до 5 лет. Случаи отказов крупноразмерных резервуаров были за-
регистрированы также в 1974 г. — резервуар объемом 80 000 м3 вышел

Рис. 5.167. Профили сечения монтажного стыка резервуара:

1— с угловатостью, 2— после обработки взрывам по схеме рис. 5.188,
5.191, 3 — после испытания на растяжение, 4 — шейка (утяжина)
из строя после 23 циклов заполнения. В том же году резервуар объемом
38 000 м3 вышел из строя вследствие образования трещины длиной около
Юми сырая нефть вытекла на землю. Еще большая трещина длиной до
13 м образовалась при разрушении резервуара для нефтепродуктов объе-
мом 50 000 м3. Инцидент произошел спустя 3 мес после начала эксплуата-
ции резервуара и проведения 20 циклов его заполнения—опорожнения.
Эти случаи произошли в Японии в середине 1970-х годов [505]. Отказ ре-
зервуара объемом 32 000 м3 отмечен в Польше после 1,5 мес его работы.
Обеспечение безопасной работы резервуара в течение установленного сро-
ка службы должно быть обосновано всесторонним анализом их перемен-
ной нагруженности, уровня дефектов в швах и их усталостной прочности
в условиях, близких к эксплуатационным. Ограничения на допустимый
уровень дефектов сварных соединений устанавливают исходя из фактичес-
кой переменности нагружения резервуаров с учетом особенностей их
конструкции и технологических мер, а также применения дополнительных
упрочняющих обработок.

Перемениость нагружения резервуаров в процессе эксплуатации. Началь-
ное напряженное состояние стенки определяется уровнем заполнения ре-
зервуара и удельным весом продукта. Поэтому в конструкции резервуара
предусмотрена ступенчатая по высоте толщина стенки для обеспечения
примерно одинаковой нагруженности наиболее ответственных нижних по-
ясов корпуса. Переменность нагрузки конструкции резервуара зависит от
локальных специфических условий их работы на НПС (табл. 5.23).

Среди изученных станций самая высокая оборачиваемость нефтепро-
дуктов характерна для НПС-1, в которой количество заполнений—опорож-
нений резервуаров изменяется в диапазоне 150.„300 в год. Более благопри-
ятной относительно переменности нагружения резервуаров является НПС-
2, на которой происходит 135.„150 циклов нагружений в год.

Резервуары НПС-3 характеризуются промежуточной интенсивностью
оборачиваемости нефтепродукта с частотой приблизительно 170 циклов в
год. Данные, полученные на основе анализа журналов обслуживания НПС,
свидетельствуют о значительных различиях в интенсивности нагружения

Таблица 5.23. Частота заполнения—опорожнения резервуаров на исследованных НПС

Нефтеперекачиваю- щая станция	Продолжительность наблюдения	Номер резервуара	Уровень нагру- женности о/от	Количество заполнений- опорожнений
НПС-1 (50 000 м3)	08.1987—10.1987	9	0,42	154
		10	0,78	284
		11	0,80	294
		12	0,80	294
НПС-2 (50 000 м3)	01.1985-08.1986	5	0,37	136
		6	0,37	136
		7	0,40	249
		8	0,36	143
НПС-3 (20 000 м3)	01.1987—03.1987	1	0,47	172
		7	0,47	172
резервуаров, которая может отличаться до 2,5 раз. Такое положение на-
блюдается не только на различных НПС, но н на резервуарах одной и той
же НПС (табл. 5.23).

Помимо частоты заполнения—опорожнения учитывается также амп-
литудный спектр напряжений, воспринимаемых стенкой резервуаров. Ам-
плитуда окружного напряжения оао с различной асимметрией определяет-
ся исходя из обработки данных по уровням заполнения резервуара и при-
водится к отнулевому циклу напряжений а^о в соответствии с обобщаю-
щей зависимостью [506] для сравнения и дальнейшего анализа:

где — коэффициент асимметрии цикла напряжения, ф* — коэффици-
ент чувствительности сварного шва к асимметрии цикла нагружения, за-
висящий от прочности стали:

ф' = 0,44—-0,08.	(5.170)

Фактически зависимость (5.169) определяет амплитуду отнулевого
цикла нагружения, эквивалентного по повреждающему действию к рас-
сматриваемым циклам с асимметрией Л,. В связи с неполным опорожне-
нием резервуара, обычно наблюдаемым при обороте нефтепродукта, самая
высокая амплитуда окружных напряжений типична для 3-го и 4-го поясов.
Более интенсивное накопление усталостных повреждений в упомянутых
секциях по сравнению с другими поясами подтверждено опытом обслужи-
вания резервуаров, в которых трещины усталости образуются главным об-
разом в этих зонах [503]. Ввиду вышеупомянутого главное внимание уде-
лялось спектру нагрузок, воспринимаемых стенкой резервуара в области
упомянутых поясов.

Идентичная природа и близкие параметры действующего спектра на-
пряжения наблюдаются для различных резервуаров одной НПС. Это по-
зволяет вывести усредненное распределение амплитуды напряжения для
резервуаров рассматриваемого НПС, Общая особенность полученных спек-
тров эксплуатационных напряжений — их довольно узкий диапазон. Глав-
ная доля амплитуд напряжения сконцентрирована в пределах диапазона
2(Ув = 30...50 МПа, который является типичным для работы резервуаров,
стабильных по отношению к степени их опорожнения. В то же время
условия работы резервуара на различных НПС по существу отличаются
абсолютными значениями напряжений, воспринимаемых стенкой. Окруж-
ные напряжения в диапазоне 250.,,270 МПа преобладают в НПС-1, соста-
вляя 50,,,60 % предела текучести стали 16Г2АФ, используемой при изгото-
влении нижних поясов корпуса резервуаров объемом 50 000 м3. Более бла-
гоприятны спектры эксплуатационных напряжений резервуаров НПС-2 и
НПС-3. В первом случае значение окружных напряжений изредка превы-
шает 100 МПа, тогда как во втором случае они никогда его не достигают.
Тоблицо. 5.24. Химический состав сталей, %

Марка стали	С	81	Мп	Сг	М1	Си	Р	8	V
16Г2АФ	0,16	0,40	1,8	0,08	0,07	—	0,025	0,034	0,13
О9Г2С	0,084	0,53	1,5	0,05	0,07	0,08	0,027	0,045	—
ВСтЗсп	0,19	0,21	0,56	0,02	0,02	1,01	0,03	0,045	—

Принимая во внимание упомянутые данные по оборачиваемости неф-
тепродукта, можно прийти к выводу, что условия обслуживания резервуа-
ров на НПС-1 намного более жесткие из-за частых и интенсивных изме-
нений уровня заполнения резервуаров. Преобладание малых амплитуд на-
пряжений в спектре нагруженности указывает на условия эксплуатации
резервуара с незначительным изменением уровня заполнения, что типич-
но, например, для работы НПС-1 и НПС-2.

В целом полученные данные показательны по явной цикличности на-
гружения резервуара, причем интенсивность, частота и амплитуда напря-
жений определяются спецификой работы конкретной НПС. Эти особен-
ности должны быть приняты во внимание при обеспечении безопасного
обслуживания резервуаров в течение установление го срока службы. В этой
связи рационально выделить три группы резервуаров, отличающихся по
переменности уровня нагруженности. Первая группа включает в себя тя-
жело нагруженные резервуары, эксплуатация которых характеризуется ва-
риацией уровня заполнения, при котором достигаются состояния, близкие
к предельным как по интенсивности, так и по частоте. Умеренно нагру-
женные резервуары (вторая группа) воспринимают знакопеременные на-
пряжения, по значению близкие к половине расчетных, определенных из
условия обеспечения статической прочности стенки. В отдельную группу
(третью) отнесены резервуары, в которых изменение уровней заполнения
и их частота не приводят к формированию явной цикличности нагруже-
ния. Такие резервуары могут рассматриваться как статически нагруженные.

Геометрические несовершенства соединений. Главными факторами, оп-
ределяющими сопротивление сварного соединения действию переменных
нагрузок, как известно, являются геометрические концентраторы напря-
жений и деформаций и дефекты соединений. В бездефектных соединениях
концентрация напряжений определяется геометрией швов, свойственных
данной (принятой) технологии сварки.

Были проведены многочисленные измерения основных
ких параметров швов с тем, чтобы выполнить качественную

геометричес-
оценку влия-

ния фактора концентрации напряжений К?
стыковых соединений сталей 16Г2АФ, 09Г2С
и ВСтЗсп (табл. 5.24). Измерения были сдела-
ны на швах, произвольно вырезанных из свар-
ной пластины каждой стали (рис. 5.168).

В обоих случаях выполнялась ручная свар-
ка электродами, использующимися при мон-
таже резервуара. Вычисление коэффициента

Рис. 5.168. Геометрические па-
раметры сварного шва
концентрации напряжений, обусловленное наличием усиления сварного
шва сделано с использованием уравнения, предложенного в работах [507,
508],

К/ = 1 +

-г-—(0,5г1 4-0,2/Г1 + 0,8Л"1)
81П0

-оз

(5-171)

Распределение коэффициента К? для стыковых соединений сталей
09Г2С и 16Г2АФ, полученное по результатам измерений и вычислений по
формуле (5.171), является асимметричным с вершиной, смещенной к
меньшим значениям бр Вычисления показывают, что сваренные вручную
соединения сталей 09Г2С и 16Г2АФ характеризуются относительно низки-
ми значениями коэффициента К*; его среднее значение составляют 1,45
и 1,50 соответственно. В качественных швах максимальный коэффициент
концентрации упругих напряжений на границе шва, как правило, не пре-
вышает 3,0. Дополнительная концентрация напряжений в сварных соеди-
нениях вызывается сварочными дефектами.

Среди типичных дефектов соединений на резервуарах, смонтирован-
ных полистовым методом или из рулонных заготовок, имеет место, как
уже отмечалось, угловатость сваренных кромок. Например, после монтажа
резервуаров НПС-4 угловатость кромок, измеренная на базе 500 мм, до-
стигает 30 мм. Испытательное заполнение резервуара водой до наивысше-
го уровня приводит к уменьшению начальной угловатости за счет разви-
тия значительных упругопластических деформаций соединений. Максималь-
ная угловатость резервуара, изученного после испытательного заполнения,
не превышала 20 мм.

Уменьшение начальной угловатости при нагружении соединения
зависит от ее начального значения, уровня приложенного напряжения
и механических свойств стали. Измерения на сварных образцах длиной
700...750 мм с различной начальной угловатостью кромок после единично-
го нагружения обнаруживают практически линейную зависимость измене-
ния углового смещения кромок от напряжения. При низких напряжениях
самая большая вариация начальной угловатости наблюдается в сварных
соединениях низкоуглеродистой стали ВСтЗсп, наименьшая — в соедине-
ниях низколегированной стали 16Г2АФ. С повышением приложенных на-
пряжений степень выправления углового отклонения соединений сталей
различной прочности становится одинаковой. При нагружении до предела
текучести остаточная угловатость во всех случаях составляет около 20 % ее
начального значения, указывая тем самым на неполное выправление сое-
динений. Остаточная угловатость соединений, в которых произошла плас-
тическая деформация основного металла, предпочтительнее, поскольку
наплавленный металл обладает более высокими показателями прочности,
а шов имеет большее поперечное сечение. Последовательные циклы регу-
лярного нагружения соединений, как свидетельствуют измерения, не при-
водят далее к заметному изменению угловатости, основной вклад в кото-
рое вносится начальным циклом. Таким образом, последовательное цик-
лическое нагружение образцов сопровождается заметным упругим дефор-
мированием совместного углового отклонения, отражая фактическую ра-
боту стенки резервуара в процессе его эксплуатации.

Частичное упрочнение образцов с угловатостью, наблюдающееся по-
сле первого цикла нагружения, приводит к уменьшению значения теоре-
тического коэффициента концентрации напряжений соединения К“. С
увеличением уровня нагрузки разность в коэффициентах, вычисленная с
учетом выправления и без такового, прогрессивно увеличивается. Для на-
чальной угловатости, большей чем 20 мм, эта разность достигает значений
порядка А7 = 3...3,5 при нагружении соединений до предела текучести
стали. Аналитическое выражение для коэффициента концентрации напря-
жений имеет вид [509]

= 1 + ЗИ^['0,5Р1ё 0,50,	(5.172)

где Р = 5Г1(ЗоЛ-1)°'5'

Так как изменение значения угловатости кромок происходит на на-
чальной стадии нагружения, при анализе усталости соединений нужно
принимать во внимание соответствующее снижение коэффициента концен-
трации напряжений. В целом усталость соединения определяется общим
уровнем концентрации напряжений вследствие формы шва и его дефект-
ности. Имея в виду совместное действие этих двух факторов, необходимо
суммировать напряжения в зоне их действия. Тогда полный коэффициент
концентрации упругих напряжений будет определяться выражением

К, =	= к? + К“	(5.173)

о»

где ог5и - местное напряжение на границе шва, обусловленное соот-
ветственно его формой и угловатостью; — номинальное напряжение.
Величины К? и — коэффициенты концентрации напряжений, следу-
ющие из зависимостей (5.171), (5.172), которые учитывают уменьшение
начальной угловатости соединений при нагружении напряжением оа.
Общая зависимость (5,173) использовалась при решении вопроса о допус-
тимых дефектах в резервуарах, подвергнутых циклической нагрузке пере-
менной интенсивности.

Усталостная долговечность соединений в исходном состоянии и ее повы-
шение путем обработки взрывом. Экспериментальное изучение усталостной
стойкости соединений сталей 09Г2С и 16Г2АФ (см. табл. 5.25) с различной
начальной угловатостью прилегающих кромок выполнены при пульсирую-
щем цикле растяжения сварных образцов.

Отдельная серия сварных образцов для испытания на усталость была
изготовлена из сварных заготовок, использованных для измерения геомет-
рических параметров швов (см. рис. 5.168).

Сварка пластин сталей 09Г2С и 16Г2АФ выполнялась по технологии,
принятой для сварки вертикальных стыков резервуаров. Это обеспечивало
равнопрочность соединений и основного металла в диапазоне статических
и квазистатических разрушений. База испытаний — 105 циклов.
Рас. 5.169. Кривые усталости соединения стали
17Г2АФ для различной вероятности разрушения:
1,2 — Р = 50 %; 3,4 - Р « 5 %; 5,6 — 1 % (1,3,5 —
бездефектные соединения, 2,4,6 — с угловатостью),
И/= 18 мм

Основное влияние угловатости на ус-
талостную стойкость сварного соединения
проявляется как существенное уменьшение
количества циклов до разрушения. При этом
упрочнение соединений, имеющее место

"	102	103 Ю4 Д', циклы при высоких уровнях приложенных напря-

жений, приводит к тому, что уменьшение
долговечности соединений с различной остаточной угловатостью наиболее
заметно при низких амплитудах напряжений, что приводит к отклонению
кривых усталости от параллельности в малоцикловой области нагружения.

Упоминавшееся ранее неполное выправление соединений с угловатос-
тью при номинальных напряжениях, близких к пределу текучести стали,
подтверждено также результатами испытаний на усталость (рис. 5.169).
Усталостная стойкость бездефектных соединений по сравнению с соеди-
нениями с угловатостью оказалась в 2...2,5 раза большей в верхней части
кривых усталости, соответствующих данному диапазону нагрузки. Это по-
ложение наблюдается также и в случае как соединений более прочной низ-
колегированной стали 16Г2АФ, так и соединений более пластичной стали
09Г2С.

Кривые усталости, полученные путем непосредственной обработки
результатов испытаний, соответствуют 50%-й вероятности разрушения
сварного соединения. Обеспечение заданного уровня надежности работы
резервуара с учетом наличия допустимых уровней дефектов вызывает не-
обходимость рассмотрения параметров кривой усталости для определен-
ной вероятности разрушения. Согласно выводам работы [510], переход к
долговечности, соответствующей заданной вероятности разрушения Р,
следует из нормального распределения величины 1§ в соответствии с
зависимостью

Л)р = (18 Мо.з ± нАлг-	(5-174)

Значения параметра (1е Л%>5 находят путем обработки эксперименталь-
ных данных с использованием формулы

огпаЛ'"" =<%	(5-175)

Учитывая степень нестабильности размеров швов и коэффициентов
концентрации напряжений, наблюдаемых в сварных соединениях, вели-
чина (на основании данных работы [510] для различных уровней
переменной нагрузки) может быть принята равной 0.40. С использовани-
ем табличных значений на основе зависимостей (5.174), (5.175) могут
быть получены кривые усталости сварного соединения, которые соответст-
вуют различным вероят-
ностям трещины. Вероят-
ности 5 % и I % обычно

Рис. 5.170. Местоположение за-
рядов ВВ на шве с начальной
угловатостью (о) и профиль
сечения соединения после об-
работки взрывом (б)

принимают как их основ-
ные уровни (см. рис. 5.169).

Выполненные испы-

тания показали, что уста-

б

лостная стойкость сварных соединений с выраженной угловатостью кро-
мок при амплитудах действующих напряжений 20^ > 100 МПа не превы-
шает 104 циклов. Такие низкие значения долговечности до разрушения
стимулировали развитие дополнительных мероприятий, направленных на
уменьшение начальной угловатости кромок, и гарантировали повышение
усталостной стойкости соединений, имеющих дефекты рассматриваемого
типа. Существенное уменьшение значения угловатости достигается путем
использования энергии взрыва. Строго дозируемые линейные заряды ВВ
помещаются в направлении образующей непосредственно на стенку резер-
вуара симметрично шву. Последующая детонация зарядов приводит к ин-
тенсивной упругопластической деформации стенки резервуара в зоне заря-
да ВВ, что и приводит к выправлению начальной угловатости кромок
(рис. 5.170).

Эффективность выправления угловатости кромок в общем зависит от
довольно большого количества факторов. Среди них главные — погонная
навеска ВВ в заряде, механические свойства стали, толщина металла и ра-
сстояние между динамическими опорами. При одинаковой погонной на-
веске в заряде обработка становится менее эффективной с увеличением

толщины металла и прочности стали и с уменьшением расстояния между
основными и поддерживающими зарядами. С увеличением погонной на-
вески установленных зарядов степень выправления сварных соединений
сталей различных классов прочности существенно увеличивается.

Применение обработки взрывом обеспечивает значительное повыше-
ние усталостной прочности сварного соединения. Наибольший эффект до-

стигнут при относительно низких уровнях переменности нагружения, ког-
да усталостная прочность повышается на порядок и выше (рис. 5.171).

Последнее связано с благоприятным влиянием выправления угловато-
сти при высоких уровнях приложенной начальной нагрузки. В то же вре-
мя применение обработки взрывом не восстанавливает начальный уровень
усталостной прочности соединений с угловатостью, что связано с особен-
ностями деформации сварной пластины в процессе обработки взрывом.
При обработке соединений строго дозированные заряды ВВ располагаются
на расстоянии около 20...30 мм от границы сплавления. Это позволяет
устранить прямое влияние концентраторов напряжений и деформаций в шве
и ЗТВ, вовлекаемых в обработку взрывом. Создаваемый обработкой упру-
ДО

Рис. 5.171. Спрямление угловатости в зависимости от навески ВВ в линейном заряде для
сталей ВСтЗсп (/), 09Г2С [2\ и 16Г2АФ (3) толщиной 12 мм

Рис. 5.172. Зависимость долговечности соединений стали 16Г2АФ от значения коэффи-
циента К, с вероятностью разрушения Р= \ % (о)и Р=5 % (б).

2а, МПа 1—320; 2 — 240; 3— 180

гопластический изгиб, благодаря которому спрямляется угловатость со-
единений, сосредоточен главным образом под зарядами ВВ вследствие бо-
льшего поперечного сечения шва и более высоких механических свойств
наплавленного металла. В результате зона шва, расположенная между за-
рядами, а также зона, непосредственно прилегающая к стыковому шву,
остается деформированной (т.е. сохраняет угловатость). Именно это об-
стоятельство и обусловливает несколько более низкую усталостную проч-
ность обработанных взрывом соединений с начальной угловатостью по
сравнению с бездефектными соединениями.

Для оценки возможного отрицательного эффекта деформационного
упрочнения металла, сопровождающего процесс нагружения взрывом, сое-
динения стали 09Г2С были испытаны также после двукратной обработки
взрывом. Вначале соединения обрабатывались мощными зарядами ВВ,
вызывающими формирование угловатости противоположного знака. При
второй обработке менее мощными зарядами ВВ, расположенными на про-
тивоположной стороне пластины, достигалось полное выправление об-
разовавшейся при первом взрыве угловатости соединения. Испытания
показали, что усталостная прочность сварных образцов, обработанных со-
гласно такой схеме, оказывалась не ниже таковой для соединений, выпол-
ненных без угловых деформаций. Это приводит к заключению, что дефор-
мационный наклеп металла, вызванный упрочняющей обработкой соеди-
нений взрывом, играет незначительную роль в снижении их усталостной
прочности. Апробация разработанного метода упрочнения непосредствен-
но в процессе монтажа резервуара свидетельствует о его высокой произво-
дительности и малой стоимости. Остаточная угловатость составляет при
этом в среднем около 5 % ее исходного значения. Ступенчатое уменьше-
ние массы заряда ВВ в зависимости от толщины стенки резервуара и угло-
ватости дает возможность производить обработку монтажного стыка по
всей высоте резервуара одновременно.

Допустимые уровни дефектов в сварных соединениях резервуаров. Выпол-
ненный анализ эксплуатационной нагрузки резервуара в сочетании с ис-
следованием усталостной прочности сварного соединения позволяет рас-
сматривать вопрос о допустимом уровне дефектов в швах исходя из усло-
вия обеспечения безопасной эксплуатации конструкций.

В целом уровень дефектов оценивается полным коэффициентом кон-
центрации напряжений К;. Последний определяет усталостную прочность
сварных соединений при определенных уровнях чередования нагрузки и
принятых вероятностях разрушения (рис. 5.172). Такие же зависимости
определяют усталостную прочность соединений, подвергнутых дополнитель-
ной обработке взрывом. Действующее значение коэффициента концентра-
ции напряжений таких соединений — 1,8...2,0, как это можно видеть из
рис. 5.172.

Общая особенность рассматриваемых зависимостей — довольно интен-
сивное снижение усталостной долговечности с увеличением значений коэф-
фициента концентрации напряжений К, до 3,5...4,0, которые близки к
предельным значениям для стыковых соединений. Дальнейшее увеличение
данного коэффициента сопровождается менее значимым уменьшением ко-
личества циклов до разрушения сварного соединения.

Допустимое значение коэффициента К(, соответствующего принятой
вероятности разрушения Р, установлено из условия обеспечения заданной
усталостной долговечности соединений резервуаров типичных групп НПС.
Предельное состояние определяется уровнем усталостного повреждения,
достигающего критической величины, и записывается как

(5376)

где И/ — количество циклов нагружения данного уровня (/) в течение 20-
летнего срока службы резервуара; ,КпР) — усталостная долговеч-
ность сварного соединения при том же уровне нагружения оа, соответству-
ющая вероятности разрушения Р.

Вычисления выполнены для групп резервуаров, типичных по интенси-
вности переменного нагружения. Максимальное количество циклов нагру-
жения, зарегистрированное в изученных резервуарах и равное 300 циклам
в год, принято базисным.

Полученные результаты указывают на существенную зависимость до-
пустимого значения коэффициента К, сварных соединений в условиях ра-
боты резервуара. Если в циклически умеренно загруженных резервуарах
значение этого коэффициента не превышает 2,8 для стали 16Г2АФ и 2,88
для ствли 09Г2С, то при интенсивной работе тяжело загруженных резервуа-
Таблица 5.25. Допустимый размер дефектов в сварных соединениях резервуаров при
различном уровне нагружения (Р = 5 %) для базового количества циклов 300 в год

Марка стали	Толщина стенки, мм	Уровень нагружения					
		Тяжелое		Среднее		П реи мушественно статическое	
		к,	И' мм	К,	мм	К	И'', мм
16Г2АФ	17,0		1,0		4,5		5,5
	15,0	2,56	1,0	2,82	4,0	2,82	4,5
	13,0		1,0		3,5		4,0
09Г2С	15,0		3,5		5,0		5,0
	12,0	2,65	3,0	2,80	4,0	2,75	3,0
	10,0		2,5		3,5		2,5

ров максимальный коэффициент концентрации напряжений должен быть
ограничен значениями 2,57 и 2,65 соответственно.

Концентрация напряжений, допустимая в соединениях стали 09Г2С в
целом несколько выше, чем в случае высокопрочной стали 16Г2АФ. Здесь
обработка взрывом соединений с начальной угловатостью граней (К, =
= 1,8...2,0), как следует из данных табл. 5.25, позволяет достичь безопас-
ной работы резервуаров в течение установленного срока службы. Ограни-
чения К„ главным образом для статически загруженных резервуаров, были
определены из условия, гарантирующего предел прочности соединений в
присутствии локальных зон изгиба вблизи швов. Допуски для угловатости
сварного соединения (табл. 5.25) были установлены с использованием за-
висимости (5.172) и результатов изучения упругопластической деформации
рассматриваемых групп резервуаров. В данном случае 5%-я вероятность
разрушения принята как базовая, что соответствует примерно четырехкрат-
ному количеству циклов нагружения по сравнению с базовым. Как пока-
зали вычисления, в зависимости от толщины оболочки, марки стали и ин-
тенсивности переменного нагружения резервуара, допустимая угловатость
соединений может изменяться от 1,0 до 5,0 мм.

Устранение угловатости монтажных швов резервуаров. На практике дейст-
вительная нагружен но сть стальных резервуаров для хранения нефти и неф-
тепродуктов объемом 10...50 тыс. м3, изготовляемых индустриальным мето-
дом из рулонированных полотнищ, характеризуется значительной перемен-
ностью во времени, что обусловлено нестабильностью уровней заполнения
резервуаров вследствие эксплуатационной оборачиваемости продуктов, в
связи с выполнением ремонтно-профилактических работ и тд. Кроме того,
технологические особенности изготовления рулонированных полотнищ для
стенки резервуара и их монтажа часто обусловливают появление характер-
ных угловых деформаций, что в условиях интенсивной оборачиваемости
продуктов приводит к образованию и накоплению усталостных поврежде-
ний, в частности трещин, уже на ранних стадиях эксплуатации.

Традиционные методы устранения геометрических несовершенств стен-
ки цилиндрических резервуаров нацелены главным образом на предотв-
ращение образования угловых
деформаций в процессе сборки
монтажного стыка и подготов-
ки его под сварку. В случае, ес-
ли принятые меры оказывают-
ся неэффективными и размер
угловатости все же превышает
допустимые значения, порой ос-
тается лишь вырезать монтаж-
ный сварной шов и повторить
процесс сборки.

измерения прогиба (угловатости), IV — исходная

угловатость

Обследование большого количества резервуаров показало, что углова-
тость в зоне монтажных стыков на обычно принимаемой базе измерений
500 мм при толщине стенки пояса 6.„17 мм иногда достигает 40 мм и более.

Полученные на основании обработки рабочих журналов служб эксплу-

атации данные свидетельствуют о том, что отдельные тяжело нагруженные
резервуары воспринимают до 300 циклов напряжений в год, причем наи-
более высокие амплитуды напряжений приходятся на 3-й и 4-й пояс, где,
как показывает практика, наиболее вероятно возникновение усталостных
трещин [505, 506, 511]. Применение традиционных методов исправления
дефектов формы оболочки в зоне вертикального монтажного сварного со-
единения весьма затруднительно из-за негабаритных размеров полотнища,
а также невозможности одновременного доступа к внутренней и внешней
поверхностям резервуара.

Для исправления угловатости сварных листовых металлоконструкций
предложена схема четырехточечного изгиба, которая предусматривает рас-
положение с двух сторон стыка двух пар линейных зарядов ВВ (рнс. 5.173).
Изгибающий момент при этом достигается путем расположения одной па-
ры нагружающих зарядов вблизи шва со стороны его выпуклости, а другой
пары — с обратной стороны стыка на некотором удалении и симметрично
относительно сварного шва. Последние играют роль динамических опор.
Факторы, влияющие на размер прогиба, можно условно разбить на следу-
ющие основные группы:

•	параметры импульсной нагрузки (значение импульса давления и его
длительность, область действия);

•	характеристики материала (упругие характеристики, прочность, мо-
дуль деформационного упрочнения);

•	геометрия пластины как элемента конструкции (толщина пластины,
ее размеры в плане, форма контура закрепления и др.).

В качестве ВВ для изготовления используется ДШ, что обусловлено
удобством и простотой изготовления в этом случае зарядов требуемой мощ-
ности и их крепления на металлическую поверхность. При использовании
мощных зарядов, состоящих из трех и более ДШ, возникает вопрос их тех-
нологического оформления, например, в один, два или три слоя, что при
одной и той же навеске может давать существенно отличающиеся результа-
ты обработки. Параметры ударно-волнового нагружения (амплитуда и дли-
тельность импульса в зависимости от способа инициирования и укладки
заряда ВВ, толщины металла и количества слоев шнура в заряде, а также от
толщины инертной прокладки) исследованы с помощью манганиновых дат-
чиков давления. Установлено, что при инициировании линейных зарядов
ДШ в режиме скользящей детонации по схеме, обеспечивающей изгибное
деформирование, амплитуда импульса изменяется от 16 ГПа под зарядом
ВВ до 1 ГПа на глубине 12...15 мм, а длительность импульса — соответст-
венно от 3 до 6 мкс. Скорости деформации металла и метания при этом со-
ставляют ~10 с_| и -100 м/с соответственно. Металл, находящийся непосред-
ственно под зарядами ВВ, переводится в пластическое состояние и таким
образом образуются своеобразные «пластические шарниры*».

Для количественной и качественной оценки деформационных процессов
в пластических шарнирах использовали метод полос текучести Чернова—Лю-
дерса, муаровых полос, а также определяли изолинии деформаций, используя
замеры прироста твердости по Виккерсу. Установлено, что при динамичес-
ком нагружении пластические деформации сосредоточены лишь в зонах пла-
стических шарниров, тогда как вне этих зон остаточные деформации отсутст-
вуют. Полученные результаты показали, что в приповерхностных слоях мета-
лла, в наибольшей степени подверженных изгибной деформации, ее значение
не превышает 1 %. Общая конфигурация и структура пластических шарниров
совпадают с таковыми для статического нагружения [507, 508].

Анализ экспериментальных данных, полученных при взрывном дефор-
мировании образцов-имитаторов, позволил установить, что размер проги-
ба после обработки взрывом не зависит от формы исходной угловатости,
что дало основание установить фиксированное значение Ь = 500 мм, кото-
рое совпадает с обычно используемой базой измерения прогиба в зоне де-
фектности сварного стыка (см. рис. 5.173). Предложена физическая мо-
дель процесса, базирующаяся на следующих основных положениях:

•	в результате детонации ВВ на поверхности оболочки УВ, проходя по
металлу, переводит его в пластическое состояние, т.е. возникает пластиче-
ский шарнир;

•	давление ПД на поверхность оболочки приводит к метанию только
того ее участка, который ограничен динамическими опорами;

•	принятая схема расположения зарядов ВВ обусловливает возникно-
вение изгибающего момента от приложенных сил;

•	перемещения материала имеют конечные значения, и в связи с этим
можно пренебречь мембранными напряжениями, а также упрочнением
материала и чувствительностью его к скорости деформации.

Модель позволяет использовать известную схему поперечного изгиба
идеально упругопластического бруса и формально перейти от статического
к динамическому нагружению, для которого соотношение, определяющее
качественный состав параметров, описывающих данный процесс, имеет вид

^50»=^^-.

О| <Тт

где И^оо— остаточный прогиб в результате взрывного нагружения на базе
500 мм; К3~ экспериментально определяемый коэффициент; — интен-
сивность взрывного нагружения; и 51 и от— толщина листового материала
Рнс. 5.174. Зависимость относительной вероят-
ности Р прогноза остаточной угловатости IV от
погрешности прогноза е по методу МГУА:

Г- Г -	; 2-К^оУ ;

5 - Ж =	- КгЧ\$ъУ';

4—IV = *3?2(6?ОГ); 5— МГУА

и его прочность. Это соотношение с до-
статочной точностью описывает резуль-
таты экспериментов, что, в принципе,
подтверждает приемлемость предложен-
ной физической модели.

Вместе с тем, учитывая возникаю-
щие на практике специфические осо-

бенности конструкций и соединяемых элементов, в частности, разная тол-

щина стыкуемых кромок, необходимость учета температурного фактора и
др,, а также известную приближенность модели, целесообразен анализ тех-

нологического процесса по известному методу группового учета аргумен-
тов (МГУА [512]) для создания более корректной методики назначения

технологических режимов взрывного нагружения.

Применяемые при этом эвристические алгоритмы позволяют строить
математические модели сложных процессов и физических явлений. В дан-
ном случае выбран многорядный алгоритм моделирования многофактор-
ных процессов, который позволяет при минимальных требованиях к точ-
ности и достоверности исходных данных получить модель оптимальной
структуры с ее адекватным количественным описанием, В результате по-
лучено решение, достоверность которого иллюстрирует рис. 5.174, Как вид-
но из рисунка, применение МГУА обеспечивает вероятность прогноза 0,95
при погрешности 10 %. В дальнейшем результаты МГУА легли в основу
создания пакета прикладных программ для накопления и обработки дан-
ных обследований реальных металлоконструкций и разработки схем тех-

нологического процесса обработки взрывом.

Важным этапом исследования была аттестация механических свойств

и несущей способности сварных соединений до и после взрывного нагру-

жения, которая включала в себя механические испытания на растяжение

при значениях температуры +20, -20
и -40 °С, а также стандартные ме-
таллографические исследования; ис-
пытания образцов Шарпи и Менаже
в диапазоне значений температуры
-60... +20 °С (рис. 5.175, 5.176); испы-

Рис. 5.175. Долговечность соединений низ-
колегированной стали:

1 — бездефектное соединение, 2 и 3 —
угловатость И/ = 7 и 8 мм; 4 — после обработки
взрывом
Рис, 5.176. Результаты испытаний саарных об-
разцов низколегированной стали по Шарли:
а — надрез ло ЗТВ; б — надрез по основному
металлу: 1 — исходное состояние, 2 — после
обработки взрывом; — доля волокнистого
излома

тание на критическое раскрытие в
вершине трешины; сравнительные ус-
талостные испытания в малоцикло-
вой области (см. рис. 5.175).

В целом для исследованных ста-
лей СтЗсп и 09Г2С наблюдаются об-
щие тенденции в изменении удар-
ных характеристик. Для основного
металла и металла ЗТВ трудно отме-
тить какие-либо отличия ударной вяз-
кости до и после обработки взры-

вом, поскольку все значения попадают в полосу естественного разброса
(см. рис. 5.176).

Проведенные ударные испытания образцов с острым надрезом по свар-
ному шву стали СтЗ показали, что исходному состоянию соответствует
температура вязкохрупкого перехода -18 °С, а после обработки взрывом
наблюдается повышение этой температуры до -2 °С. В результате обработ-
ки взрывом у сварного шва стали 09Г2С происходит аналогичное повыше-
ние температуры вязкохрупкого перехода от -20 до 5 °С. В то же время
испытания обработанных взрывом образцов с полукруглым надрезом
(рис. 5.177) по ГОСТ 19282-73 показали, что ударная вязкость испытуемых
сталей при температуре -40 °С во всех случаях оказывается не ниже нор-
мативного значения 34 Дж/см2.

С целью определения вязкости разрушения основного металла, ЗТВ и
металла шва (по критерию 5е проводили испытания образцов в условиях

Рис. 5.177. Результаты
испытаний образцов Ме-
наже из низколегиро-
ванной стали:

1 и 2 — ударная вязкость
и доля хрупкого излома в
исходном состоянии, 3 и
4 — то же после обработ-
ки взрывом

г, °С
трехточечного изгиба. В результате обработки взрывом у основного метал-
ла стали СтЗ температура перехода от вязких разрушений к хрупким повы-
силась примерно на Ю °С, в то же время и в хрупкой и в вязкой областях
обработка не приводит к заметному изменению показателя вязкости раз-
рушения.

Для основного металла соединений стали 09Г2С сохраняются эти же
тенденции, но область зарождения квазихрупких разрушений заметно сме-
щается в область отрицательных температур (не менее чем на 20 °С). Ана-
лизируя результаты испытаний металла шва и линии сплавления для ста-
лей СтЗ и 09Г2С как в исходном состоянии, так и после обработки взры-
вом, следует отметить, что вследствие механической неоднородности ЗТВ
не удалось выявить определенных закономерностей в отношении влияния
обработки взрывом на вязкость разрушения.

Специальные усталостные испытания сварных соединений (см. рис. 5.176)
сталей СтЗсп, 09Г2С и 16Г2АФ проводили при мягком осевом пульсиру-
ющем растяжении. Испытывали образцы бездефектных сварных соедине-
ний, с различной степенью угловатости, а также образцы с угловатостью,
прошедшие обработку взрывом для уменьшения ее значения.

Долговечность сварных соединений испытуемых сталей увеличивается
в области номинальных напряжений 200...300 МПа в 5.„10 раз, что удов-
летворяет проектным требованиям. Говоря о повышении надежности, нель-
зя не упомянуть о благоприятном эффекте снижения остаточных напря-
жений, сопутствующих процессу устранения угловатости. Применение ра-
зличных методов контроля напряженного состояния, в том числе метода
голографической интерферометрии, показало практически полное снятие
внутренних напряжений после обработки взрывом [507, 509, 510].

5.11.	УПРОЧНЕНИЕ, ВЗРЫВОТЕРМИЧЕСКАЯ
И ВЗРЫВОСВАРОЧНАЯ ОБРАБОТКА
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Зона шва, где сосредоточены конструктивные и технологи-
ческие концентраторы напряжений и дефекты, происходит термодеформаци-
онное старение металла, возникают металлургические и химические неодно-
родности и, наконец, действуют высокие остаточные напряжения растяже-
ния, является, как уже отмечалось, наиболее уязвимым местом сварной конс-
трукции.

ВВ как дешевый и чрезвычайно мощный энергоноситель способно ге-
нерировать в металле сильные УВ, на фронте которых он деформируется с
большой скоростью деформации в условиях высоких гидростатических
значений давления и температуры. В этих экстремальных условиях в ме-
талле интенсивно развиваются релаксационные процессы, способные рез-
ко изменить его начальное физико-механическое состояние. Металлофи-
зические аспекты нагружения железа и стали взрывом изложены в под-
разд. 1.10 (см. также [43, 434, 46 Ц).

Изменение и перераспределение остаточных напряжений в результате
воздействия нагрузки от взрыва могут быть эффективно использованы,
как показано выше, для предотвращения не только коррозионных, но так-
же усталостных и хрупких разрушений. Способность создания в металле
взрывным нагружением термодинамически устойчивых несовершенств
кристаллического строения открывает возможность использования этого
феномена для управления процессами структурообразования при после-
дующей термообработке. Не случайно поэтому появились новые техноло-
гии комбинированной взрывотермической и предварительной обработки
взрывом подлежащих сварке кромок — так называемая взрывосварочная
обработка [43, 534, 535], основные особенности которых рассматриваются
ниже на ряде характерных примеров.

5.11.1.	Взрывотермическая обработка
наплавленной высокомарганцевой стали

Рассматриваемые исследования выполнены применительно
к разработке технологии упрочнения УВ отремонтированных наплавкой же-
лезнодорожных крестовин, подверженных в процессе эксплуатации повы-
шенному контактно-усталостному (смятие) и фрикционному износу. Наибо-
лее нагруженными частями крестовин являются сердечник и усовики. По
данным Всесоюзного научно-исследовательского института железнодорож-
ного транспорта Министерства путей сообщения СССР (ВНИИЖТ), напри-
мер, в 1970—1980 гг. ежегодно подлежали ремонту около 70 тыс. крестовин.

Традиционным способом ремонта железнодорожных крестовин слу-
жит наплавка. Однако, несмотря на ее широкое применение для восста-
новления крестовин, она не всегда обеспечивает требуемое качество ре-
монтных работ. Так, наплавка наиболее распространенными электродами
ЦНИИН-4 (разработка ВНИИЖТ) обеспечивает высокую износостойкость
наплавленного металла, но он хрупок и склонен к выкрашиванию, а также
плохо поддается упрочняющей обработке. Напротив, металл, наплавлен-
ный разработанной в ИЭС НАН Украины порошковой проволокой ПП-
АН-105, вязок и пластичен, сравнительно стоек против возникновения
трещин и выкрашивания, но подвержен сильному смятию и интенсивному
износу, в особенности на начальной стадии эксплуатации, из-за низкой
твердости (смятие наплавленного металла достигает при этом -30 % допу-
стимого износа [513]).

При смятии одновременно происходит деформационное упрочнение
наплавленного металла (наклеп). По достижению определенной степени
упрочнения поверхность крестовины начинает подвергаться преимущест-
венно истиранию, и хотя в дальнейшем смятие продолжается, но протека-
ет значительно медленнее. Таким образом, исключив путем упрочняющей
обработки стадию интенсивного начального износа наплавленного метал-
ла, можно значительно увеличить срок службы восстановленных кресто-
вин [4, 28, 513]. Известны различные методы упрочнения: дополнительное
легирование, модифицирование, накатка роликом, рекристаллизационная
обработка и др. Традиционно (см. гл. 1) для повышения износостойкости
аустенитной высокомарганцевой стали используются УВ. Исследования,
выполненные в Институте гидродинамики Сибирского отделения АН СССР
(ныне Институт гидродинамики им. М.А. Лаврентьева) совместно с Ново-
Таблица 5.26. Химический состав и механические свойства металла, наплавленного
порошковой проволокой ПП-АНЮ5

Состояние образца	С	Мп	№	81	Р	п.. МПа	СТ,, МПа	5,, %	д*.  кДж/см:	НУ
Исходное сос- тояние  После обработки взрывом	0,8...0,9  0,8...0,9	14...15  14...15	3...4  3...4	0,2...0,4  0,2...0,4	0,05  0,05	700  1010	385  830	22,5  17	0,22  0,16	185  300

сибирским стрелочным заводом Министерства путей сообщения СССР, а
также в США (концерн Дюпон де Немур, Денверский университет) позво-
лили установить, например, что износостойкость обработанных взрывом
железнодорожных крестовин повышается в 1,5.„2 раза.

Вместе с тем исследования ограничивались, как правило, взрывным
упрочнением новых крестовин перед установкой их в рельсовый путь. Од-
нако операция наплавки имеет ряд технологических особенностей, предо-
пределяющих специфику упрочнения взрывом наплавленного металла.
Например, существование горячих и холодных трещин обусловливает реа-
льную опасность отслоения наплавки от основного металла, развитие
имеющихся и образование новых трещин и т.п. [462].

Исследования возможности применения взрыва для упрочнения на-
плавленного высокомарганцевого металла выполнены на образцах разме-
ром 100 х 50 х 40 мм, вырезанных из отремонтированных крестовин, а также
на образцах с наплавкой, имитировавших усовики и сердечник. Толщина
наплавленного слоя составляла 10...25 мм. Перед наплавкой наклепанный
слой с усталостными трещинами удаляли шлифованием [514]. Наплавку
производили самозащитной порошковой проволокой ПП-АН-105. Хими-
ческий состав и механические свойства наплавленного металла приведены
в табл. 5.26, а на рис. 5.178, а — его микроструктура. Для упрочнения при-
менена схема контактного взрыва в режиме скользящей детонации, при-
водящей к формированию в металле косой УВ.

Использованы заряды гексогена насыпной плотности, пластика Г-75 и
эластита. Геометрия зарядов приведена на рис. 5.178, б. Давление в УВ
составляло при этом около 10, 17 и 20 ГПа соответственно.

Рис. 5.178. Структура на-
плавленной порошковой
проволокой ПП-АН-105
стали Г13 (а) и схема
упрочнения образца (б):
1 — ВВ; 2 — инертная
прокладка; 3 — образец;
4 — опора
Рис, 5.179, Распределение твердости
по толщине наплавленной стали Г13 в
исходном состоянии (7) и после на-
гружения зарядом гексогена Н = 20,
К = 40, I = 8 мм (2)

Рис, 5.180. Распределение твердости
по толщине наплавленной стали Г13:
1 — Н= 12 мм, X == 2. = 0; 7 — Н — 12 мм, К = I — 5 мм; 5 — Л/=Х=2=12 мм; 4 — ъ исход-
ном состоянии

Металлографические исследования структуры до и после взрывного
упрочнения производили в поперечных сечениях образцов; распределение
твердости по толщине определяли на приборе Виккерса; для выявления
микротрещин применяли цветную дефектоскопию. Некоторые результаты
экспериментов приведены иа рис. 5.179 и 5.180. При обработке наплав-
ленного металла зарядами гексогена толщиной 10.,.20 мм глубина упроч-
ненного слоя меняется незначительно и достигает 40.,.50 мм, хотя прирост
твердости в поверхностном слое составляет всего около //У 70. Отсутствие
единой закономерности в распределении твердости в основном металле и
ее скачок обусловлены, по-видимому, различным исходным состоянием
образцов, поскольку онн вырезались из участков крестовин с различной
степенью предварительного наклепа.

Повышение давления в УВ приводит к гораздо большему увеличению
твердости (на ~НУ 120...200), как это видно из рис. 5.179, причем в опти-
мальном варианте соотношения размеров И, К и Ь удается избежать боко-
вых отколов и получить значительное упрочнение на глубину до 30 мм,
т.е. практически во всем наплавленном слое. По мере ослабления боковой
защиты создаются условия, благоприятствующие растеканию металла, а
следовательно, увеличению его макродеформации (при //-12 мм, К= Ь = 0
осадка достигает 2...2,5 мм) и прироста твердости. К еще большему упроч-
нению при неизменной толщине заряда приводит нагружение пластиком
и эластитом (О ~ 7000 м/с) (см. рис. 5.180). Поверхностная твердость воз-
растает на ~НУ 250, достигая НУ450 при толщине упрочненного слоя
20...25 мм. Более эффективным, однако, является использование двукрат-
ной обработки, Которая обеспечивает не только значительное повышение
максимальной твердости, но и более равномерное распределение ее по
глубине наплавленного слоя (рис. 5.181, кривая 5), причем одинаковой
степени упрочнения можно добиться, применяя заряды, суммарная толщи-
Рис. 5.181. Распределение твердости по толщи-
не наплавленной стали Г13:

1 — исходное состояние, 2 — однократная обработ-
ка эластитом Н = 12 мм, К = I. = 0; 3 — то же, дву-
кратная, Н = 4 мм; 4 — то же, двукратная, Н = 12 мм

на которых существенно меньше эк-
вивалентной толщины заряда при од-
нократной обработке, а следовательно,
уменьшить опасность повреждения об-
разца или изделия. Увеличение кратнос-
ти обработки свыше 3 оказывается менее
эффективным, что связано, по-видимому,

с насыщением кристаллической структуры дефектами при первых взрывах.

Как указано в других работах [515], наблюдается существенная зави-
симость эффекта упрочнения от высоты накладного заряда, что подтверж-

дает выводы многих исследователей о влиянии на степень упрочнения
длительности взрывного воздействия, т.е. импульса давления, который в
случае накладного заряда оценивается [49, 462] как / = Ро^/г1, где & — по-
казатель политропы продуктов взрыва, равный для исследованных типов
ВВ примерно 4 [516]. Выполненные исследования показали, что металл,
наплавленный порошковой проволокой ПП-АН-105, обладает достаточно
высокой восприимчивостью к упрочнению взрывом — примерно одинако-
вой с основным металлом.

Принимая во внимание, что оптимальная твердость поверхности
упрочненного взрывом металла крестовин составляет //ИЗЗО...350 при то-
лщине упрочненного слоя -30...40 мм [517], для упрочнения наплавлен-
ного металла по схеме, изображенной на рис. 5.178, б (К= 1.= //), может
быть рекомендован заряд пластика Г-75 или эластита толщиной И ~ 4 мм
(либо двукратная обработка зарядами примерно вдвое меньшей толщины).
Предел текучести наплавленного металла повышается при этом более
чем вдвое, несколько уменьшается пластичность и ударная вязкость (табл. 5.26).

После наплавки в основном металле ОШЗ возникают поперечные го-
рячие трещины, развивающиеся по границам зерен, где скапливаются лег-
коплавкие эвтектики. Опыт эксплуатации крестовин, наплавленных про-
волокой ПП-АН-105, свидетельствует о том, что они не сказываются на
работоспособности крестовин. Методом цветной дефектоскопии, позво-
ляющей выявлять весьма мелкие трещины (шириной -0,01 мм и глубиной
0,3...0,4 мм), а также внешним осмотром установлено, что трещины, обра-
зующиеся в результате наплавки проволокой ПП-АН-105, под действием
взрывного нагружения по оптимальному режиму не получают развития
[514]. Это объясняется как высокой вязкостью и пластичностью основного
и наплавленного металла, так и особенностями УВ-воздействия: высоким

гидростатическим давлением и непродолжительностью процесса.

При металлографическом исследовании поперечных сечений образцов,
как указано и в работах [4, 28, 517], выявлены характерные отличия исход-
ных и упрочненных взрывом образцов, заключающиеся в появлении мик-
ропластической деформации типа скольжения и двойникования [513, 514].
Рис. 5.182. Деформационная картина наплавленной стали Г13 после обра-
ботки взрывом при увеличении:
о - 50, б ~ 500, в - 3500

Сравнение структуры наплавленного металла до и после обработки
взрывом выявило в последнем случае следы деформации в отдельных кри-
сталлитах, видимых в оптический микроскоп, однако, как правило, лишь
при более чем ув. 500 (рис. 5.182, а, б) и при электронно-микроскопичес-
ком исследовании с помощью угольных реплик (рис. 5.182, в). Деформа-
ции обоих типов проходят в исследованном диапазоне давлений ударного
сжатия преимущественно по одной системе скольжения. В отличие от
этого в основном металле картина образования двойников и систем сколь-
жения по мере увеличения давления существенно меняется: они развиваю-
тся по нескольким пересекающимся плоскостям и в значительно большем
количестве зерен (рис. 5.183). Следует полагать, что это отличие связано с
исходной формой зерен (основной металл — полиэдрическая форма, нап-
лавленный — четко выраженное столбчатое строение, затрудняющее одно-
временную активацию нескольких систем скольжения или двойникова-
ния). Как отмечают многие исследователи [4, 513, 514], размеры и форма
зерен полиэдрического типа после обработки взрывом остаются без изме-
нения. Что касается дендритной литой структуры наплавленного металла,
то под действием УВ наблюдается ее фрагментация в тем большей степе-
ни, чем выше приложенное давление.

По мере увеличения давления на фронте УВ (в данном случае до
-200 ГПа) все в большем количестве зерен появляются видимые следы
деформации, возрастает количество одновременно действующих систем
скольжения. Эта картина исчезает на определенной глубине, хотя, как
видно из рис. 5.180, 5.181,
образцы упрочняются прак-
тически по всей толщине.
Отсюда следует, что при
взрывном упрочнении од-
нозначной корреляции меж-
ду твердостью и плотнос-
тью линий деформации не
существует. Как показали
измерения микротвердос-

Рис. 5.183. Исходная структу-
ра (а) и деформационная кар-
тина упрочненной взрывом (б)
литой стали Г13 (ув. 125)
ти, после эксплуатационного наклепа стали Г13 (в отличие от ее упрочне-
ния взрывом) можно достаточно определенно предсказать локальную тве-
рдость по количеству полос скольжения и общему искажению структуры в
данном месте. Это указывает на существенные отличия в деформационной
микроструктуре после этих видов наклепа.

Природа механизмов, ответственных за наблюдаемые механические
эффекты упрочнения взрывом, до сих пор не вполне ясна, хотя следует
ожидать, что существенный вклад в прирост твердости вносят более тон-
кие физические механизмы. Так, в некоторых работах отмечается, что при-
чиной упрочнения марганцевых сталей являются фазовые переходы у -> а
иучеча [519], увеличение плотности дислокаций и микро искажений
решетки, разориентировка и дробление блоков, изменение объемной кон-
центрации дефектов упаковки [517—519] и т.д. В работах [518, 519] указы-
вается на превалирующую роль в увеличении твердости обработанной
взрывом стали Гадфилда не специфической микроструктуры (имеются в
виду полосы скольжения и двойникования), а плотности дислокаций.
Среди факторов, определяющих высокую восприимчивость к упрочнению
взрывом марганцевой аустенитной стали, отличающейся низкой энергией
дефектов упаковки [28], уменьшающих подвижность дислокаций, называ-
ют специфический характер взаимодействия атомов Ге и Мп, а также дис-
локаций и комплексов Мп, С в твердом растворе аустенита [462]. Кроме
того, большинство экспериментальных наблюдений относится к изучению
изменений свойств поверхностных слоев упрочненной взрывом стали Гад-
филда. Явление затухания УВ обусловило исследование закономерностей
изменения остаточных свойств стали Г13, в частности твердости и морфо-
логии тонкой структуры по толщине металла, и на этой основе оценить
вклад различных механизмов в эффект ее упрочнения взрывом при разли-
чных давлениях УВ вследствие ее затухания.

Объектом исследований служили темплеты марганцевой стали разме-
ром 100 x 50 x40 мм, наплавленной в процессе ремонтных работ [514].
Химический состав и механические свойства наплавленного металла ука-
заны в табл. 5.26.

Оптические металлографические исследования не позволили выявить
корреляции между твердостью и деформационной картиной в металле, по-
скольку последнюю удавалось наблюдать дишь при увеличениях, больших
чем ув. 500 на глубине до 3...5 мм (см. рис. 5.182, б). Малоэффективной в
этом случае оказалась и электронная микроскопия угольных реплик. В
связи с этим для идентификации картины деформаций использованы элект-
ронно-микроскопические исследования тонких фолы в электронном мик-
роскопе ДАМ-120 при ускоряющем напряжении 120 кВ. Заготовкой для
фолы служили пластинки толщиной 0,4 мм, вырезанные электроискро-
вым способом из слоев металла, находившихся на различных удалениях от
обработанной взрывом поверхности. Утонение фолы осуществляли хими-
ческой, а затем электролитической полировкой (раствор хромового ангид-
рида в уксусной кислоте).

Для марганцевого аустенита, имеющего в исходном состоянии явно
выраженное дендритное строение (3...4 слоя, каждый из которых имеет
Рис, 5.134. Дислокационная картина наплавленной стали Г13 в исходном состоянии:

о — у поверхности (ув. 3600); б — то же на межзеренной границе (ув. 17 000); в — то же у включе-
ния (ув. 17 (ХЮ)

свою морфологию), характерно относительно однородное распределение
дислокаций с четкими межзеренными границами и отсутствие дислокаци-
онных скоплений (рис. 5.184, а). Взаимодействие дислокаций проявляется в
образовании барьеров типа Ломер—Коттрелла и диполей. Общая плотность
дислокаций, определенная по методу секущей, имеет порядок 5 • 108...5 х
х 109 см“2.

С удалением от поверхности дислокационная картина (см. рис. 5.184,
а) меняется незначительно. Однако локальная плотность дислокаций, на-
блюдаемая у границ зерен (см. рис. 5.184, б) и в участках фазовых выделе-
ний (рис. 5.184, в), заметно возрастает (до ~3 - 10й см*2). Более четко про-
являются границы субзерен, видны отдельные системы скольжения. Пос-
ледние не характерны для структуры в исходном состоянии и возникают,
по-видимому, в местах локального повышения внутренних напряжений,
возникающих при наплавке очередного слоя.

После ударно-волнового нагружения характер тонкой структуры резко
меняется. Наряду с высокой общей плотностью дислокаций, имеют место
интенсивное скольжение и двойникование, в некоторых зернах имеющие
вид полос, пересекающих отдельные скопления дислокаций. Деформация
приобретает выраженный дискретный характер, обусловленный, по-види-
мому, локальной потерей устойчивости кристаллической решетки [109] при
сильном сжатии, при котором возникают значительные касательные на-
пряжения, активизирующие высокоэнергоемкие механизмы пластической
деформации [41]. Наибольшая плотность дислокаций (до 5  Ю10... 10й см-2)
отмечается на удалении 2...3 мм от поверхности нагружения, где наиболее
высока и твердость (см. рис. 5.180).

На глубине -7 мм повышается плотность двойников и количество од-
новременно действующих систем скольжения, имеющих в пределах отде-
льных зерен два направления и более. Скольжение и двойникование на-
блюдаются в значительно большем количестве зерен. На рис. 5.185, б, в
представлены линии скольжения и характерные локальные скопления ди-
слокаций с беспорядочной внутренней дислокационной субструктурой, а
на рис. 5.185, г, ж — выделения е-фазы с внутренним поперечным микро-
двойникованием. Пересечение ориентированных дислокационных скопле-
ний и линий скольжения с выделениями е-фазы приводит к специфичес-
ким перетяжкам (см. рис. 5.185, е, ж). На этой же глубине отмечается и рез-
кий градиент локальной плотности дислокаций. Максимальная плотность
дислокаций в отдельных областях достигает порядка 8 • 10й см'2, которая,
Рис. 5,185. Деформационная картина упрочненной взрывом наплавленной стали Г13 у
поверхности обработки взрывом (о) и на удалении 7 мм от нее (б—ж):

а — двойник и сетка дислокаций (ув. 17 000); б— полоса скольжения и сетка дислокаций (ув.
36 000); в — множественное скольжение (ув. 17 000); г, е — е-фаза (ув. 17 000); д — то же с мик-
родвойни кованием (ув. 36 000); ж — то же с характерными «перетяжками» в местах пересечения с
полосами скольжения (ув. 36 000)

вероятно, является предельной, выявляемой по использованной методике,
и несколько превышает значение общей плотности дислокаций на поверх-
ности.

На глубине -15 мм имеет место дальнейшее возрастание количества
одновременно действующих систем скольжения (см. рис. 5.186, а). Де-
формационная картина представляет собой как двойники, так и полосы
скольжения, что подтверждено также анализом микродифракционных реф-
лексов. Однако в данном случае деформационные полосы преимуществен-
но прямолинейны, они становятся тоньше, а плотность их повышается
(см. рис. 5.186, б—г). Распределение дефектов кристаллической решетки стано-

Рис. 5.186. Дислокацион-
ная структура наплавлен-
ной стали Г13 на удале-
нии 15 мм от поверхнос-
ти, обработанной взрывом;
а — множественное сколь-
жение (уВ. 17 000); б —
двойники (ув. 17 000); в —
с-фаза с внутренним микро-
двойникованием (ув. 36 000);
г — двойники (ув. 17 000)
Рис, 5.187, Дебаеграммы
(рентгенограммы вращения)
наплавленной стали Г13 в
исходном состоянии (о) и
после обработки взрывом
(б), а также электронные мик-
родифракционные рефлексы
для металла до (б) и после
(гг $ обработки взрывом
(видны сателлиты, соответ-
ствующие двойниковым об-
разованиям)

вится более однородным, однако локальная плотность дислокаций сохра-
няется весьма высокой (-7  1О10 см"г). Вследствие резкого градиента плот-
ности дислокаций не удается однозначно установить зависимость общей и
локальной плотности дислокаций от давления.

Детальный анализ микродифракционных картин (рис. 5.187, в—д') поз-
волил произвести идентификацию структурных составляющих по глубине
образца. На расстоянии 0...7 мм от поверхности в аустенитной матрице на-
ряду с полосами у-двойников есть участки деформационного а-мартенсита
и линзовидные пластины е-фазы (со следами микродвойникования,' см.
рис. 5.185, г, ж, 5.186, в). При этом по толщине металла наблюдается разли-
чная форма пластин е-фазы. Возможно, это связано с тем, что их форма и
размер зависят от ориентации сечения е-фазы по отношению к плоскости
фольги или шлифа. Что касается прерывистости пластин е-фазы (см.
рис. 5.185, 5.186, г), то ее можно объяснить с точки зрения классических
представлений о мартенситном образовании, главной особенностью кото-
рого является когерентность границ мартенсита и исходной фазы. На таких
границах накапливается упругая деформация, пока не достигается предел
текучести и не наступает релаксация упругих напряжений, приводящая к
нарушению когерентности. Когда на границе кристалла мартенсита с мат-
ричной фазой возникает неупорядоченное расположение атомов, «скользя-
щее» движение границы становится невозможным и быстрый рост кристал-
ла по мартенситному механизму прекращается. Однако следует отметить,
что прерывистость е-фазы носит выраженный локальный характер. Вероят-
но, это связано с тем, что, во-первых, напряженное состояние, создаваемое
УВ в материалах, является сложным, а во-вторых, высокие напряжения
действуют в течение малого времени. Можно предположить, что образова-
нию е-мартенсита способствует высокое дааление на фронте достаточно
сильной УВ. Следующая вслед за этим волна разрежения может образовы-
вать сдвиги, соответствующие е- -э а-превращению, поскольку, как отмеча-
лось в работе [519], а-мартенсит возникает преимущественно в местах кон-
центрации растягивающих напряжений. Отжиг, проведенный при 650 °С,
не приводит к полному обратному е- -э у- и а- —» у-превращению. В лока-
льных участках в незначительных количествах присутствуют как а-, так и е-
фаза, хотя последняя является метастабильной. Это свидетельствует об
устойчивости дислокационных и структурных ансамблей, образующихся в
аустените под действием ударно-волновой деформации.

Учитывая особенность напряженного состояния в двумерной У В, мо-
жно предположить, что исследуемая сложная мартенситная структура име-
ет два морфологических типа: пластинчатый и реечный, образование ко-
торых зависит от соотношения главных касательных напряжений и их
ориентации относительно кристаллической решетки матричного аустени-
та. Субструктура реечного мартенсита качественно отличается от субструк-
туры пластинчатого отсутствием зоны тонких двойниковых прослоек. Она
имеет более сложное дислокационное строение, для которого характерны
дислокационные сплетения с высокой плотностью дислокаций (порядка
предельной 1Он...1О12 см-2). Можно предположить, что обнаруженные у
поверхности мартенситные фазы относятся к реечному типу.

Ударно-волновое нагружение наплавленной аустенитной стали, создает
условия для возникновения мартенситных фаз, количественное и качест-
венное соотношение которых по глубине не определялось. Дополнительные
рентгенографические исследования с этой целью на установке УРС-55 в
излучении Ее/^, очевидно, также не обеспечивают корректного определе-
ния фазового состава сильно деформированных металлов и сплавов.

Анализ рентгенограмм показал, что после взрывного нагружения про-
исходит фрагментация зерен и существенное изменение тонкой структу-
ры, о чем свидетельствует увеличение количества рефлексов на дебае-
граммах (см. рис. 5,187). Субструктура остаточного аустенита отличается
от исходной большей плотностью несовершенств, возникающих, в том
числе, при локальной пластической деформации аустенита в процессе об-
разования мартенситных кристаллов. В аустените вблизи мартенситных
кристаллов наблюдаются плоские скопления дислокаций, которые создают
контраст, наблюдаемый на микрофотографиях.

На основании данных исследований тонкой структуры наплавленного
высокомарганцевого металла можно предположить, что при УВ-нагруже-
нии в зависимости от изменения давления реализуются различные меха-
низмы деформации, а образование мартенситных а- и е-фаз, яаляется од-
ним из механизмов релаксации касательных напряжений.

Наблюдаемое упрочнение по толщине металла по мере прохождения
УВ является функцией общей и локальной плотности дислокаций, образо-
вания мартенситных фаз и субструктуры матричной фазы, т.е. совокупно-
стью механизмов, относительный вклад которых изменяется по мере расп-
ространения УВ.

5.11.2.	Взрывотермическая обработка
сталей различных классов

Если упрочнение взрывом приводит к резкому повыше-
нию твердости и прочностных характеристик при одновременном снижении
показателей пластичности [28], то взрывотермическая обработка позволяет
зачастую получить оптимальное сочетание физико-механических свойств
металла [516]. Исследования в этом направлении выполнены на двух типах
стали: аустенитного класса (ОХ18Н12Т н Г13), не имеющей фазовой пере-
кристаллизации при нагреве, и низколегированной стали 09Г2С с литой
структурой, имеющей указанное превращение.

Для сталей аустенитного класса, по-видимому, единственным эффек-
тивным способом измельчения зерна и продуктов превращения высоко-
марганцевого аустенита, а следовательно, улучшения физико-механиче-
ских свойств является их пластическое деформирование в сочетании с тер-
мообработкой, в процессе которой наблюдается изменение температурных
интервалов и полноты протекания рекристаллизации, а также интенсифи-
кация карбидообразования. Нагружение УВ, отличающееся рядом поло-
жительных особенностей (незначительное формоизменение в сочетании с
существенным воздействием на субструктуру), открывает большие возмож-
ности в повышении эффективности такой обработки. Показано, например,
что она измельчает зерно и повышает характеристики пластичности стали
Гадфилда [520], а также сопротивляемость хрупким разрушениям при низ-
ких температурах [521], предотвращает растрескивание стали 0X18Н2Т при
сварке.

Интерес к исследованию взрывотермической обработки сталей вто-
рого класса связан прежде всего с изысканием практически целесообраз-
ных и эффективных путей улучшения физико-механических свойств ме-
талла с литой структурой, имитирующего в известном смысле сварные швы.

Остановимся на физических механизмах, ответственных за наблюдае-
мые эффекты взрывотермической обработки, в частности, на влиянии
предварительной обработки взрывом на фазовые превращения при нагреве
и охлаждении литой низколегированной стали.

Для уменьшения склонности сталей к хрупкому разрушению все шире
применяются комбинированные способы обработки, основанные на меха-
ническом деформировании с целью создания в металле дефектов кристал-
лического строения, которые заметно влияют на кинетику образования
новых фаз при последующей термообработке [523]. Обработка взрывом
способна значительно упрочнить металл без существенных макродеформа-
ций, а поскольку после нее образуются множественные весьма устойчивые
несовершенства кристаллического строения, которые могут сохраняться
вплоть до температур существования аустенита [523], она в сочетании с
термообработкой открывает широкие возможности для направленного воз-
действия на формирование структуры металла в целях улучшения структур-
но-чувствительных свойств. Объектом исследований служила низколегиро-
ванная литая сталь 09Г2 (0,1 % С, 1,55 % Мп, 0,72 % 81, 0,022 % 8, 0,03 % Р),
служившая имитатором сварного шва. Образцы в виде темплетов размером
ПО х 20 х 20 мм выплавляли в индукционной печи и подвергали односто-
ронней обработке взрывом зарядами гексогена высотой 10 мм (давление в УВ
-100 ГПа) и последующей нормализации (920 °С, 2 ч) в сочетании с высо-
ким отпуском (650 °С, 4 ч). Из темплетов изготавливали образцы (МИ-50)
с надрезом типа Менаже для испытаний на ударную вязкость при отрица-
тельных температурах (-30 и -40 °С). Повышение ударной вязкости образ-
цов предварительно обработанных взрывом по сравнению с только термо-
обработанными достигало 45...50 % (табл. 5.27) и более чем четырехкрат-
ного по сравнению с исходным состоянием.
Рис. 5.188. Микроструктура литой стали 09Г2С
(ув. 13 000):

а — в исходном состоянии; б — после термической обрабо-
тки; б — после обработки взрывом и двухстадийной терми-
ческой обработки: I стадия — 920 °С с выдержкой 3 ч,
II стадия — 650 °С с выдержкой 4 ч (охлаждение на воздухе)

Обнаруженный эффект существенно-
го прироста ударной вязкости не сопро-
вождался какими-либо видимыми изме-
нениями вторичной структуры при ее
оптической металлографии. При электрон-
но-микроскопических исследованиях [462]
использовали двухступенчатые угольные
реплики, оттененные тяжелыми металлами
(Аё, Си) [462, 524, 525].

Они позволили установить (рис. 5,188),
что отличительной особенностью реплик,
снятых с образцов после обработки взры-
вом, является наличие рельефа на феррит-
ной матрице. Природа рельефа связана с
образованием в структуре стали в резуль-
тате УВ-нагружения малоугловых границ
зерен. Одной из причин увеличения удар-
ной вязкости и снижения критической тем-
пературы хрупкости может быть измельче-
ние исходного аустенитного зерна [522,
525], поскольку она связана с рядом осо-
бенностей структурообразования, в том

числе с превращениями переохлажденного аустенита [462]. Исследование
влияния взрывной обработки на процессы, ответственные за формирова-
ние структуры литой стали 09Г2С, и в частности, на размер аустенитного
зерна, а также на тип и кинетику его превращений при охлаждении выпол-
нено с использованием высокотемпературной вакуумной металлографии
на установке ИМАШ-5М с дилатометрической приставкой непосредст-

Таблица 5.27. Ударная вязкость стали О9Г2С
при отрицательных температурах, кДж/м2

Состояние образцов	/, °с	
	-30	-40
Исходное (литье)	2,5...6,0	1,0...5,0
Исходное н обработ- ка взрывом	0,9...1,5	0,9...1,0
Исходное и термиче- ская обработка	7,5...9,5	7,5...8,5
Исходное, обработка взрывом и термичес- кая обработка	11,0...12,0	10,0...12,0

венно в процессе развития
превращений [462, 524]. Тер-
мообработку после обработки
взрывом проводили по режиму
нормализации, обеспечивающему
наибольшее значение ударной
вязкости. Изучены следующие
режимы: скорость нагрева —
140 °С/мин, скорость охлажде-
ния в интервале 600,..400 °С —
3...4 °С/с (режим нормализации
листовой стали 09Г2С толщиной
15...20 мм); принятые темпераггу-
Рис. 5.189, Аустенитная (920 °С,
вакуумное травление) (а, б) и вто-
ричная (электролитическое трав-
ление после нагрева до 920 °С)
(в, г) структуры (ув. 160) литой
стали 09Г2С в исходном состоя-
нии (о, б) и после обработки
взрывом (б, г)

ры аустенитизации — 850,
920, 1100 и 1200 °С; время
аустенитизации варьировало
от 20 с при 1100 и 1200 °С
до 10 мин при 850 и 920 °С.

Установлено, что при тем-
пературе нагрева 850 °С в об-

разцах стали в предваритель-
но деформированном Д и недеформированном НД состояниях первичная
структура настолько дисперсна, что ее дифференцирование и выявление
различий оказываются невозможными. По мере повышения температуры
аустенитизации до 920 °С зерно аустенита в образцах Д достигает лишь
балла 9 (рис. 5.189, о), в то время как в образцах НД оно вырастает до
балла 7 (рис. 5.189, б). Нагрев до 1100...1200 °С вызывает рост зерна в об-
разцах обоих типов, однако оно заметно меньше в образцах Д.

Механизмы измельчения аустенитного зерна достаточно сложны. Поэ-
тому однозначно указать причину обнаруженного эффекта затруднитель-
но. Возможно, она связана с нарушением при пластической деформации
взрывом ориентировки кристаллов феррита, благодаря которой дальней-
шее превращение протекает в нетекстурированной матрице, а потому при-
водит к измельчению зерен аустенита. Поскольку размеры кристаллитов
продуктов распада переохлажденного аустенита во многом определяются
размером его зерен, последний может быть оценен и косвенным путем по
размерам кристаллитов вторичной структуры, которая выявлялась травле-
нием в электролите следующего состава [462, 524]: хлорное железо —
0,05 г, соляная кислота (р = 1,19 г/см3) — 1 см3, метиловый спирт — 98,5 см3
(сила тока — 0,15...0,25 А, напряжение — 20 В). Выявленные закономер-
ности (см. рис. 5.189, в, г) качественно аналогичны зафиксированным с
помощью вакуумной высокотемпературной металлографии — отчетливо
видно, что обработка взрывом тормозит рост аустенитного зерна. Практи-
ческая ценность обработки взрывом, приводящей к измельчению аустени-
тного зерна, неоспорима, поскольку она предопределяет и размер зерна
вторичных структур, а следовательно, и сопротивляемость сталей хрупко-
му разрушению.

Существует мнение [513], что причина нарушения ориентировки фаз
при а -> у-преврашении состоит в образовании сетки дислокаций на по-
верхности их раздела. Чем она плотнее, тем труднее образование одинако-
во ориентированных кристаллов аустенита в объеме исходного зерна. Поэ-
тому в пределах отдельных зерен при нагреве происходит когерентная пе-
рестройка решеток, однако, от-
дельные их участки не будут свя-
заны между собой общностью
ориентировки, что металлографи-
чески и проявляется в измель-
чении аустенитного зерна.

При охлаждении образцов Д
и НД от всех температур аусте-
нитизации оказалось, что пере-
гиб на дилатометрической кри-
вой происходит примерно при
750 °С. При этом никаких из-
менений на полированной по-

Тоблицо 5.28, Температура начала и конца
бейнитного (Б) и мартенситного (М) превра-
щений в стали 09Г2С, °С

Тип образца	Температура аустенитиза- ции	Бн	Бк	мн	Мк
д	1200	620	500	320	ПО
НД	1200	600	500	340	110
д	1100	600	500	300	130
НД	1100	580	500	320	по
д	920	600	520	300	130
НД	920	580	520	330	ПО
д	850	—	—	340	150
НД	850	—	—	300	120

верхности образцов визуально не обнаружено. Это дает основание пола-
гать, что распад аустенита при данной температуре происходит в ферритно-
перлитной области. По мере дальнейшего снижения температуры появля-
ются первые продукты бейнитного превращения в виде слабо очерченных
игл, причем их образование в образцах Д смещается в область более вы-
соких температур. При достаточно сильном переохлаждении оставший-

ся аустенит претерпевает мартенситное превращение.

Начало Мн и конец Мк мартенситного превращения устанавливали с
учетом корреляции данных визуального наблюдения и местоположения
перегибов на дилатометрических кривых. Установлено, что в образцах Д
при охлаждении от температур аустенитизации 920...1200 °С бейнитное
превращение заметно интенсифицируется и расширяется его интервал
(табл. 5.28), при этом несколько снижается и точка Мк. Напротив, при
охлаждении образцов Д от 850 °С, когда бейнитный интервал превраще-
ния переохлажденного аустенита не обнаруживается, мартенситное прев-
ращение активизируется, что проявляется в повышении точек Мн и Мк
примерно на 40 и 20 °С соответственно.

Интенсификацию бейнитного превращения при охлаждении от темпе-
ратур аустенитизации 1200, 1100 и 920 °С обработанных взрывом образцов
следует, вероятно, объяснить тем, что взрывное нагружение способствует
перераспределению углерода в переохлажденном аустените, а также акти-
визирует а —> у-переход внутренними напряжениями, созданными обработ-
кой взрывом [524].

Поскольку мартенситное превращение весьма чувствительно ко всяко-
го рода изменениям структуры исходной фазы, представляется, что чем
выше температура аустенитизации, тем полнее снятие искажений кристал-
лического строения, вносимых взрывом. Вследствие этого при охлаждении
металла от температур нагрева 920...1200 сС положение точек Мн и Мк
практически не изменяется. Напротив, при охлаждении от более низкой
температуры (850 °С) искажения взрывного происхождения, по-видимому,
сохраняются еще в достаточном количестве, так что они способствуют по-
вышению точек Мм и Мк.
Рис, 5,190, Особенности бейнитного превращения переохлажденного аустенита (1200 °С,
травление в горячем растворе пикрата натрия):

о — исходное состояние; б — после обработки взрывом (ув. 400)

Проведено также металлографическое исследование вторичной струк-
туры образцов обоих типов. Дифференцированное травление шлифов про-
изводили в горячем щелочном растворе пикрата натрия [462, 524], Устано-
влено, что переохлажденный аустенит превращается в широком диапазоне
температур в ферритно-перлитной, бейнитной и мартенситной областях.
Однако в образцах Д отмечено увеличение бейнитной составляющей и по-
вышение ее дисперсности (рис. 5.190); в образцах, охлажденных от 920 °С
при выдержке 1 мин, продукты превращения занимают гораздо большую
площадь [524, 525], что подтверждает интенсификацию обработки взры-
вом превращения переохлажденного аустенита.

Данные металлографического исследования вторичной структуры об-
разцов, охлажденных от всех принятых температур аустенитизации, хоро-
шо коррелируют с результатами непосредственных визуальных наблюде-
ний и дилатометрических измерений, а дисперсность образующихся фаз —
со сведениями об измельчении аустенитного зерна в деформированных
взрывом образцах. Это согласуется с общими представлениями о тесной
взаимосвязи вторичных структур и исходного состояния первичной струк-
туры [462].

Рассмотренные эффекты взрывотермической обработки связаны с из-
менениями тонкой структуры металла, для изучения которых использова-
ны методы рентгеноструктурного анализа и электронной микроскопии
[526]. Рентгенограммы снимали в излучениях РеХ^ и СгХа. Электронно-
микроскопические исследования позволили установить высокую плотность
дислокаций в стали в исходном (литом) состоянии. Зерна, свободные от
дислокаций, встречаются редко. На некоторых участках наблюдаются вы-
тянутые фрагменты, а внутри зерен и на их границах имеются мелкие (ра-
змером ~1 мкм) карбидные выделения [526]. Их объемное содержание,
однако, невелико и рентгенографически они не выявляются. Расчет мик-
роэл ектронотра мм показал, что карбидные частицы имеют кристалличес-
кую решетку цементита [526].

После термообработки литых образцов плотность дислокаций значи-
тельно снижается, появляется много новых, более совершенных границ
зерен. Встречаются зерна практически свободные от дислокаций. Коли-
чество карбидных выделений заметно возрастает [526].
Электронно-микроскопическое исследование литых образцов после об-
работки взрывом показало, что прохождение по металлу УВ приводит к
уменьшению размера субзерен и увеличению плотности дислокаций при
более равномерном распределении их в объеме металла. После нормали-
зации и высокого отпуска образцов, обработанных взрывом, плотность
дислокаций снижается по сравнению с упрочненными взрывом образца-
ми, но сохраняется достаточно высокой при более равномерном их рас-
пределении. Образуется много новых совершенных границ ферритных
кристаллитов, в пределах которых наблюдаются отдельные дислокации
или их скопления; зерен свободных от дислокаций, не встречается. После
взрывотермической обработки чаше, чем в других случаях, встречаются
карбидные выделения в форме мелких пластинок [526], расположенных
параллельно друг другу. Длина пластинок не более -0,3 мкм при ширине
0,05... 1 мкм. Иногда обнаруживаются карбидные выделения округлой фор-
мы, а также отдельные карбидные образования, сконцентрированные у
границ зерна. Общее содержание карбидов, тем не менее, остается невы-
соким и рентгенографически не выявляется. Как известно, выделение ка-
рбидов по границам зерен обусловливает охрупчивание стали. После тер-
мической и взрывотермической обработок такие выделения наблюдаются
весьма редко, большая часть границ свободна от карбидных частиц. При
этом после взрывотермической обработки карбидные образования измель-
чены и распределены более равномерно в объеме зерен, что способствует
повышению ударной вязкости стали на 40...50 %.

Можно полагать, что представленные результаты полезны как для раз-
вития общих представлений о закономерностях фазовых превращений в
твердых телах, так и для практического использования. Например, обработ-
ка взрывом может играть активную роль в формировании структуры при
упрочняющей взрывотермической обработке литой низколегированной ста-
ли, и в частности, металла сварного шва.

5Л1.3. Влияние взрывной и термической обработок
на физико-механические свойства
аустенитных сталей

Исследование возможности измельчения зерна нержаве-
ющей стали 0Х18Н12Т методом взрывотермической обработки выполнено
применительно к предотвращению хрупкого растрескивания в ОШЗ коль-
цевых швов труб диаметром 560 и толщиной стенки 32 мм, используемых
в качестве паропроводов в атомной энергетике. Трещины обычно появ-
ляются на трубах с крупнозернистой структурой (балл зерна до 0). Извест-
но, что в аустенитных сталях в интервале температур 550...1050 °С проис-
ходит снижение кратковременной пластичности, наиболее заметное для круп-
нозернистого материала. По условию получения качественного сварного
соединения, по мнению специалистов, величина зерна должна быть не
более 3...4 балла. Ограничимся рассмотрением основных результатов, пред-
ставленных в работе [462].

Образцы размером 110 x 60 x 30 мм, вырезанные из труб паропрово-
дов, обрабатывали скользящей детонационной волной сдавлением 12, 15
Таблица 5.29. Влияние режима взрывотермическон обработки на балл зерна в ста*
лн ОХ18Н12Т (давление при обработке взрывом —'16,5 ГПа)

Режим термообработки	После одностадийной термообработки			После двухстадийной термообработки		
	850 °С, 3 ч	900 ’С, 3 ч	1050 °С.  1 ч	850 °С. 3 ч;  1100 °С, 1 ч	900 °С, 3 ч; 1100 °С, 1 ч	1050 ®С, 1 ч;  1100 °С, 1 ч
Без предварительной обработки взрывом	1...3	1...3...4	1...2...3	1...3...4	2...3...4	1...3...4
С предварительной обработкой взрывом	2...3...1	2...5..3	3...2...1	6...4...7	7...6...4	5...4...7

и 16,5 ГПа. После взрывного нагружения их подвергали термообработке
(одно- и двукратной) по режиму нагрева в печи до 8 50... 1050 °С, выдержка
в течение 1...3 ч, охлаждение на воздухе, повторный нагрев до 1050 °С
(табл. 5.29). Для сопоставления по идентичным режимам термически об-
рабатывались и образцы без предварительного взрывного нагружения.

Металлографические исследования показали отсутствие каких-либо
изменений в форме и размере зерен после обработки взрывом. Как и в
исходном состоянии образцы имели крупное зерно 1...3 баллов. Влияние
обработки взрывом проявилось в образовании густой сетки полос сколь-
жения и двойников. После термической обработки балл зерна повысился
до 4...7, причем наибольший эффект был достигнут при двукратной тер-
мообработке образцов, нагруженных давлением 16,5 ГПа.

При меньших давлениях ударного сжатия (аммонит, детонирующий
шнур) существенного измельчения зерна получить не удалось. Это связано
с недостаточным количеством создаваемых взрывом дефектов кристалли-
ческого строения, а следовательно, с меньшей интенсивностью рекристал-
лизации при последующей термообработке.

Выполненные в ИЭС НАН Украины исследования показывают прин-
ципиальную возможность использования взрывотермической обработки
для эффективного измельчения зерна аустенитной нержавеющей стали, не
испытывающей при нагреве фазовой перекристаллизации, и тем самым
уменьшить склонность ее к растрескиванию при выполнении сварочных
работ на объектах ответственного назначения.

УВ-нагружение активно влияет не только иа процесс рекристаллиза-
ции аустенитных сталей, но также и на превращение легированного аусте-
нита. Рассмотрим его особенности на примере высокомарганцевой аусте-
нитной стали типа Г13.

Анализ работ, посвященных изучению превращений аустенита высо-
комарганцевой стали, показывает, что ее термическая обработка в области
температур 500...600 °С приводит к изменению электросопротивления и
модуля упругости; в этом температурном интервале происходит дисперси-
онное твердение, отмечено также изменение магнитных и других физико-
механических свойств [462]. Известно, что значительный вклад в кинетику
происходящих процессов вносят дефекты кристаллического строения, так
как энергетическое состояние ядер атомов, находящихся в области дефек-
тов кристаллической решетки существенно отличается от такового для
идеальной решетки. В этой связи возникает интерес к изучению структур-
ных изменений в температурной области метастабильного состояния вы-
сокомарганцевого аустенита, вызванных различными видами энергетичес-
ких воздействий, способствующих увеличению плотности дефектов крис-
таллического строения и, в частности, нагружением УВ.

Исследования [526] выполнены на стали, содержащей такие элементы, %;
С — 0,95; Мп — 14; 81 — 0,35; Р — 0,036; 8 — 0,019, выплавленной в лабора-
торной высокочастотной печи. Слитки подвергали аустенитизации от 1050 °С
с охлаждением в воде. Из темплетов электроискровым способом вырезали
образцы размером 3 х 3 х 50 мм для дилатометрических исследований. Объем-
ные эффекты, связанные с фазовым превращением, изучали с помощью
дифференциального дилатометра Шевенара. Нагрев образцов производили в
трубчатой электропечи сопротивления со скоростью 150...200 °С/ч в среде
аргона. Сразу после нагрева до максимальной температуры (эталоном слу-
жил пирос) образцы охлаждали на воздухе (со скоростью около 40 °С/мии
в интервале 500...600 °С).

Предназначенные для дилатометрических исследований образцы под-
вергали обработке взрывом по плоскости 3 х 50 мм в специальных ампулах
сохранения при косом падении УВ. Параметры зарядов ВВ указаны в
табл. 5.30. Микроструктуру (электролитическое трааление в 10%-м водном

Таблица 5.30. Влияние режимов предварительной обработки взрывом на твердость
и температуру начала и конца превращения аустенита

Обработка	Твердость, НУ						
	начальная	после дилатометри- ческого цикла с нагревом, °С		после изотермической выдержки		Температурный интервал превра- щения аустенита	
		900	600	600 °С, 3 ч	700 ’С, 1 ч	т 1 н	К
Исходное состояние '  Взрыв по ре- жиму:	174... 192	174...194	228...270	—	—	460	750
Я = 1 мм;  Ро = 1,45 г/см3;  I) - 7,7 км/с	208...213	174...194	—-	—	—	440	740
Н - 6 мм;  Ро~ 1,45 г/см3;  2) = 7,7 км/с	423...534	174...194	380...474	311...361	—	420	755
Я = 1 мм;  Ро = 1,45 г/см5; 2) = 7,7 км/с, Я= 20 мм;  Ро = 1,0 г/см3;  2) ~ 6,3 км/с	344...423	192...2О8	380...460		365...475	400	740
Я= 10 мм;  Ро = 1,56 г/см3;  2) = 7,4 км/с	390...527	192...197	460...500	—	““	390	740

* Литье + аустенитизация от Ю50 °С, охлаждение в воде.
Рис. 5.191. Дилатометрические кривые стали Г13 при нагреве до 950 °С (а) и 600 °С (б):

1 — исходное состояние (аустенитизация от 1050 “С + закалка), 2 — закалка + обработка взрывом
по режиму «А» (см. табл. 5,30), 3...5 — то же по режимам «Б», <В», «Г», Размеры указывают шири-
ну дилатограмм

растворе хромового ангидрида) изучали на оптическом микроскопе Нео-
фот-2, твердость измеряли на приборе типа Виккерс. Дилатометрические
кривые при нагреве и охлаждении образцов представлены на рис. 5.191.

На рис. 5.192 для сравнения приведены также дилатометрические кри-
вые для образцов стали, содержащей С — 1,28 % и Мп — 12,4 %, выре-
занные из сердечника изношенной железнодорожной стрелочной кресто-
вины. В образцах, обработанных взрывом, начало превращения высокомар-
ганцевого аустенита смещается в сторону более низких температур (см.
табл. 5.30) и меняется характер кривой в интервале температур нестабиль-

ного состояния аустенита.

После нагружения по режимам «Б»—«Г* наблюдается максимальное со-
кращение длины образцов, тогда как после обработки по слабому режиму
«А» — минимальное, близкое к таковому для образца в исходном состоянии.

Для удобства сравнения объем-
ный эффект превращения фик-
сировали по кривым нагрева то-

Д/, мм

100 200 300 400 500 600 700 800 900 I, °С

лько до температуры 600 °С, ле-
жащей в области неустойчивого
состояния аустенита. Полноту ра-
спада высоко марганцевого аусте-
нита в первом приближении оце-

Рис. 5.192. Дилатометрические кривые ста-
ли Г13 (сталь с 1,28 % С):

1 — исходное состояние (наклепанная изно-
шенная крестовина); 2 — после обработки
взрывом по режимам «Б», «В», «Г» (сталь с
0,95 % С); 3 — исходное состояние (аустени-
тизация от 1050 °С + закалка); 4— закал-
ка + обработка взрывом по режимам «Б»,
«В», «Г> (см. табл. 5.30)
ни вал и по расстоянию между кривыми нагрева и охлаждения. Установле-
но, что чем интенсивнее взрывное нагружение, тем более полно происхо-
дит фазовое превращение, начало которого также зависит от режима пред-
варительной обработки взрывом, а конец его независимо от исходного со-
стояния стали зафиксирован в интервале температур 740...750 °С (см.
табл. 5.30). У стали с большим содержанием углерода в исходном состоя-
нии дилатометрическая кривая в области минимальной устойчивости аус-
тенита идет круче (см. рис. 5.192), тогда как после обработки взрывом она
имеет такой же наклон, как и у стали с содержанием углерода 0,95 %, но
располагается ниже, а температура начала превращения снижается с 510
до 470 °С.

Известно [521], что превращение высокомарганцевого аустенита со-
провождается выделением как карбидов типа (Не, Мп)3С, так и а-фазы
(феррита). Поэтому существуют определенные трудности в оценке степени
алияния того или иного вида фазовыделения на конечное изменение дли-
ны образца, т.к. укорочение, обусловленное выделением карбидов, компен-
сируется удлинением, вызванным образованием феррита. Однако из
рис. 5.192 следует, что в сталях с содержанием углерода 1,28 %, и, следо-
вательно, характеризующихся более интенсивным выделением карбидов,
эффект укорочения проявляется заметнее, чем в стали с содержанием уг-
лерода 0,95 %. Это позволяет предположить, что суммарный эффект уко-
рочения зависит главным образом от карбидообразования. Кроме того, в
стали с содержанием углерода 1,28 % превращение протекает в более уз-
ком температурном интервале и особенно после предварительной обрабо-
тки взрывом. К сожалению, по той же причине анализ дилатометрических
кривых без дополнительных исследований не дает возможности опреде-
лить относительный вклад карбидообразования и выделения а-фазы. Вме-
сте с тем убедительно показано влияние дефектов кристаллического стро-
ения, создаваемых в стали ударно-вол новой обработкой, на кинетику пре-
вращения при отпуске высокомарганцевого аустенита.

На рис. 5.193 представлены микрофотографии структуры образцов пос-
ле нагрева и охлаждения в дилатометре Шевенара. Согласно известной С-
диаграмме изотермического распада аустенита [527а] при нагреве до
600 °С (см. рис. 5.193, б, в) превращение начинается с образования по
границам зерен заэвтектоидных карбидов типа (Ре, Мп)3 [5276]. Атомы С
и Мп продолжают мигрировать в места скоплений несовершенств крис-
таллического строения (границы зерен, двойники, плоскости скольжения,
дислокации и т.д.), где образуют зародыши, которые, разрастаясь, превра-
щаются в многоподобные образования, пересекающие тело зерен. Взрывное
нагружение интенсифицирует превращение высокомарганцевого аустени-
та, идущее по реакции [5276]: 7(0,95 % С -> у(0,05...0,15) % С + [а(Ре,
Мп)3С]. Поскольку возникающие после прохождения УВ дефекты крис-
таллической решетки являются не только дополнительными очагами кар-
бидных выделений, но могут быть также барьерами на пути роста карбид-
ных игл, то чем больше плотность несовершенств, тем мельче образующиеся
пластинки (см. рис. 5.193). Твердость таких образцов повышается с НУ230...270
в исходном состоянии до ЯИ380...500. Нагружение образцов коротким им-
Рнс, 5.193. Микро-
структура стали Г13:
а — исходное состоя-
ние (после закалки); б,
в — закалка; а, д — за-
калка + обработка взры-
вом по режиму «А»
(табл. 5,16) + нагрев до
600 °С; е, ж — закал-
ка + обработка взры-
вом по режимам «Б>,
«В», «Г» (а, б, г —
ув. 250; в, д, ж —
ув. 800)

пульсом (режим «А») приводит к несущественному измельчению иглопо-
добных карбидных пластин. Тем не менее ширина последних в отличие от
исходной структуры, где она достигает 2,5 мкм, составляет 0,6.„0,7 мкм, а
длина — 8...18 мкм (рис. 5.193, г, д). При сочетании высоких пиковых дав-
лений в волне с достаточно длительным нагружением (режимы «Б», «В»,
«Г») карбидные образования становятся значительно дисперснее: их длина
в среднем равна 2...3 мкм (в исходном состоянии — 15... 18 мкм), а шири-
на — 0,2...0,3 мкм (рис. 5.193, е, ж). В работе [527] показано, что такие
пластинки состоят из чередующихся слоев феррита и цементита.

Можно предположить, что УВ-обработка влияет прежде всего на пер-
вую стадию превращения высокомарганцевого аустенита, т.е. на выде-
ление заэвтектоидных карбидов цементитного типа преимущественно по
границам зерен, полосам скольжения и другим дефектам строения, что
объясняется [527] способностью атомов углерода диффундировать на боль-
шие расстояния. На заключительном этапе превращения высокомарганце-
вого аустенита начинается образование узлов трооста, появление которых
связано [527] с перераспределением между ферритом и цементитом марга-
нца, не обладающего в отличие от углерода способностью диффундиро-
вать на большие расстояния. После обработки взрывом количество участ-
ков, обедненных марганцем, возрастает, а следовательно, увеличивается
и плотность трооститных участков. Несовершенства структуры препятст-
вуют росту этих узлов и в результате происходит мелкодисперсное фазооб-
разован ие.

Изотермическая выдержка образцов, прошедших дилатометрические
исследования при нагреве до 600 °С (см. табл. 5.30), приводит к заметному
увеличению выделений цементита и трооститных образований, но и в
этом случае эффект от карбидных выделений больше, о чем свидетельст-
вует ход дилатометрической кривой, отражающей уменьшение объема.
При нагреве выше 700 °С в образцах продолжается выделение карбидов и
снижение содержания углерода в аустените до 0,05...0,15 % [527], а при
нагреве до более высокой температуры (950 °С) выделившиеся карбиды
Рис. 5.194. Особен-
ности карбидообра-
зования в стали Г13
(нагрев на приборе
Шевенара до 950 °С):
а, б — исходное сос-
тояние; 3, г — посла
обработки взрывом по
режимам «6», «В» и
«Г» (см. табл. 5.30) (а,
3 — ув. 100; б, г —
ув. 400)

вновь растворяются в аустените. Этот процесс проходит с одинаковой пол-
нотой уже независимо от предварительного состояния металла, о чем сви-
детельствует схождение в одну точку всех дилатометрических кривых.
Примечательно, однако, то, что если в образцах в исходном состоянии и
после обработки взрывом по режиму «А» сохраняется иглообразная форма
карбидных выделений, то после более сильного нагружения (режимы «Б»,
«В», «Г») мелкодисперсные выделения оказываются сосредоточенными в
локальных областях и имеют мелкодисперсную оторочку (рис. 5.194, б, г).

Дисперсионное твердение отмечено в образцах, прошедших дилатомет-
рический цикл до 600 °С (см. табл. 5.30). Непосредственно после упрочне-
ния взрывом твердость и другие прочностные свойства высокомарганце-
вой стали повышаются, но она теряет пластичность. Так как нагрев до
600 °С не приводит к разупрочнению, а выделяющиеся при этом карбид-
ные фазы мелкодисперсны (см. рис. 5.194, в, г), то сталь с такой структу-
рой должна обладать повышенными физико-механическими свойствами.

Для практического применения высокомарганцевую сталь обычно по-
двергают закалке для получения чистого аустенитного зерна, так как счи-
тается, что выделения цементита существенно ухудшают механические
свойства стали. Между тем износостойкость марганцевой стали можно по-
высить специальной термообработкой, позволяющей получить аустенит-
ную структуру с мелкодисперсными включениями карбидов глобулярной
формы, причем необходимо не только устранить сетку по границам зерен,
но и рассеять мелкодисперсные включения внутри зерен.

Полученные результаты свидетельствуют о том, что предварительная
обработка взрывом приводит при последующей низкотемпературной тер-
мообработке к мелкодисперсным выделениям карбидов как по границам
зерен, так и в объеме зерна, что существенно для повышения износо-
стойкости вы соком арганцевой стали, используемой для изготовления эле-
ментов горнорудного и другого оборудования.
5.11.4.	Улучшение прочностных характеристик
жаропрочных аустенитных сталей

Обработка УВ [528, 530] повышает механические свойства
аустенитных жаропрочных сталей и сплавов. Эффект усиливается при совме-
щении нагружения с последующим высокотемпературным старением. Мак-
симум достигается в сталях и сплавах, образующих коагулирующую интерме-
таллидную фазу. Исследовано изменение механических характеристик спла-
вов ХН60ВТ (ВЖ-98), ХН62БМКТ10 (ЭП-742) и ХН28ВМАБ (ВЖ-100).
Взрывное нагружение осуществлялось по схеме косых УВ, возбуждаемых в
металле скользящей детонационной волной. Давление на фронте волны при
этом составляло 5, 10 и 15 ГПа. Пластины сплавов ВЖ-100 и ВЖ-98, нагру-
женные давлением 5 ГПа, имели остаточную деформацию (осадку) 2,5...3,0 %,
давлением 10 ГПа — 5...7 %, 15 ГПа — 7...9 %, тогда как диск сплава ЭП-742
после нагружения этим давлением имел остаточную осадку 2...3 %.

В табл. 5.31 приведена твердость материалов в исходном состоянии и
после отжигов при разной температуре. Твердость после взрывного нагру-
жения повышается в среднем на 30 %. Видно, что выдержка продолжитель-
ностью до 15 ч при 800 °С и 1 ч при 900 °С не приводит к существенному
сближению значений твердости металла, не обработанного взрывом и по-
сле обработки.

Результаты высокотемпературных испытаний на растяжение приведе-
ны в табл. 5.32, из которой видно, что при температуре испытания 600 °С
прирост прочности материалов пропорционален давлению в УВ. При бо-
лее высоких температурах (700...800 °С) обнаруживается заметное повыше-
ние механических характеристик после нагружения давлением 10 ГПа для
сплава ВЖ-98 и 5 ГПа для сплава ВЖ-100, т.е. изменение свойств зависит
не только от давления, но и от материала.

Наблюдалось повышение долговечности и длительной прочности на
образцах, испытанных после взрывного нагружения. Так, во время испы-
тания стали ВЖ-100 при 800 °С и напряжении 210 МПа на кривой зависи-
мости мгновенной скорости ползучести от времени обнаружен участок
установившейся ползучести, составляющей около половины обшей долго-
вечности образца, в то время как при испытании образцов в исходном со-
стоянии такой участок отсутствует (рис. 5.195). Этот же материал при тем-

Тоблицо 5.31. Влияние термообработки на твердость обработанных взрывом сплавов

Режим предварительной термообработки		Микротвсрдооть ЯИпри давлении, ГПа				
Температура, °С	Время выдержки, ч	ХН28ВМАБ		ХН60ВТ		
		0	15	0	5	15
20	—	295	405	295	390	330...370
700	1	290	400	290	380	400
700	5	285	395	285	355	355
800	1	290	370	300	355	360
800	5	275	365	280	350	340
800	15	330	410	340	400	375
900	1	275	335	295	345	335
Таблица 5.32. Механические свойства обработанных взрывом сплавов

Температура испытания, °С

Сплав	Давление УВ, ГПа	20			600			700			800		
		МПа	МПа	5, %	МПа	ОТ1  МПа	5, %	о» МПа	От, МПа	8. %	МПа	°г> МПа	
ХН28ВМАБ	0	860	700	27,0	640	430	22	430	350	18,0	300	260	25,0
(ВЖ-100)	5	940	850	18,0	740	630	16,0	455	430	14,5	425	390	22,0
	10	—	—	—	800	785	10,0	520	500	14,5	360	325	27,0
	15		—	—	820	790	10,0	520	500	14,5	360	325	27,0
ХН60ВТ	0	830	460	40,0	680	410	32,0	530	380	26,0	410	330	21,0
(ВЖ-98)	5	940	845	22,0	710	550	22,0	560	510	19,0	435	400	24,0
	10	—	—	—	820	660	18,0	670	640	21,0	500	490	19,0
	15	—	—	—	890	780	17,0	580	540	21,0	430	420	21,0
ХН62БМКТ	0	1360	830	19,5									
10 (ЭП-742)	5	1400	1000	15,0									
	10	1425	1050	15,0									

пературе 700 °С и напряжении 280 МПа в течение первых 20 ч испытания
не имеет деформации ползучести, а в исходном состоянии пластически
деформируется со скоростью -0,1 %/ч.

Результаты испытаний сплава ВЖ-98 свидетельствуют о том, что после
взрывного нагружения скорость его ползучести значительно ниже по срав-
нению со скоростью ползучести материала в исходном состоянии. Однако
эффект взрывного нагружения у сплава ВЖ-98 ниже по сравнению с ВЖ-100.
Это, по-видимому, надо связывать с тем, что сплав ВЖ-100 является диспе-
рсионно-твердеюшей сталью, которая упрочняется в исходном состоянии за
счет выделения у'-фазы типа Ы13(Т1А1), в то время как сплав ВЖ-98 относит-
ся к гомогенным [531] на основе у-тверд ого раствора. После взрывного на-
гружения их кратковременная прочность снижается примерно одинаково, то-
гда как длительная прочность дисперсионно-твердеющего материала, обычно

эксплуатирующегося при более низких
те взрывного нагружения повышается
намного заметнее.

На обоих материалах после на-
гружения давлением 10 ГПа долгове-
чность оказывается меньше долгове-
чности, получаемой после нагруже-
ния давлением 5 ГПа. Это различие
можно связать с влиянием остаточ-
ной пластической деформации (осад-
ки) после взрыва. Известно, что и при
предварительной статической пласти-

Рмс. 5.195. Зависимость мгновенной скоро-
сти ползучести стали ВЖ-100 от времени:
1 — исходное состояние; 2 — после обработки
взрывом давлением 5 ГПа

42 — 5*1832

температурах, чем ВЖ-98, в результа-
Рис. 5.196. Кривые длительной прочности сплава ЭП-742:
1 ~ исходное состояние; 2 — обработка взрывом с дав-
лением 5 ГПа

ческой деформации и при термомеханичес-
кой обработке также существует критичес-
кая степень деформации [531]. Деформация
выше критической уже не вызывает повы-
шения долговечности и приводит даже к ее
снижению. Можно сделать предположение,
что сочетание взрывного нагружения с осад-
кой более 5 % вызывает подобный эффект.

В Омском моторостроительном конструкторском бюро были проведе-

ны сравнительные разгонные испытания дисков газотурбинных Двигателей
(ГТД) из сплава ЭП-742 в исходном состоянии и обработанных У В с дав-
лением 10 ГПа. На рис. 5.196 представлена 5-часовая прочность сплава до

и после взрывного нагружения.

Разница в длительной прочности оказывается существенной и составляет
15...20 % во всем диапазоне температур. По результатам разгонных испытаний
дисков ГТД из сплава ЭП-742 можно сделать вывод о том, что упрочнение
взрывом позволяет увеличить их несущую способность на 3,5...7 %, а их рас-
крутка до 53 000 об/мин не вызывает остаточных пластических деформаций.

Таким образом, в результате этих исследований показана возможность
повышения жаропрочности материалов, используемых для изготовления
деталей ГТД. Упрочнение взрывом пока может быть рекомендовано для
деталей короткоресурсных ГТД, а при выяснении возможности примене-
ния этой технологии с целью повышения долговечности деталей ГТД с
длительным ресурсом потребуются дополнительные исследования стабиль-
ности структуры таких сплавов в условиях многоциклового нагружения.

5.11.5.	Особенности влияния обработки
взрывом на структуру и свойства хромоникелевого
аустенитного шва

Малые степени деформации при обработке взрывом вы-
зывают активизацию аустенита в сталях и сплавах, обладающих сравнитель-
но высоким пределом текучести (порядка 300 МПа), т.е. в материалах,
способных накапливать существенные упругие искажения в кристалличес-

Тоблицо 5.33. Режимы обработки взрывом сварных соединений

Режим обработки взрывом	Вид ВВ	Толщина заряда, мм	Давление детонации, ГПа
1	Г-75	5,0	19,0’
2	М34	2,4	15,0
3	НИЛ, р = 0,56	10,0	2,5
4	НИЛ, р = 0,49	10,0	1,8
5	НИЛ, р = 0,31	10,0	0,8

’ Наблюдаются трещин м в корне шва у края, противоположного инициированию.
Рис. 5.197. Микро-
структура верхнего (а)
и нижнего (б) участ-
ков шва:

1 — исходное состоя-
ние; 2 — режим 2 (см.
табл. 5.33)

кой решетке аустенита. Это стали, легированные ЬН и Мп, и сплавы Ее—
Сг—ЬИ типа 18—8. Более сильные воздействия вызывают в этих материа-
лах противоположний эффект — торможение такого превращения. Акти-
визация превращения выражается в увеличении скорости изотермического
процесса, повышении мартенситной точки и расширении температурного
интервала превращения аустенита в область как высоких, так и низких
температур [532].

Исследован характер изменений структуры и свойств хромоникелевого
аустенитного шва в процессе обработки взрывом. Пластины стали 12ХНЗМА
размером 310 х 80 х 38 мм с И-образной разделкой под углом 30° без при-
тупления сваривали под флюсом АН-22М (ТУ ИЭС 517-85) на остающей-
ся подкладке проволокой Св-08Х20Н9Г7Т диаметром 5 мм в режиме;
/св = 660,,,720 А, = 32...38 В, ^в=17м/ч. Многослойная сварка выпол-
нялась на постоянном токе прямой полярности. Сформировавшийся шов
подвергался односторонней обработке со стороны заключительных вали-
ков скользящей детонационной волной с использованием ВВ, указанных в
табл. 5.33.

Из-за различного разбавления металла шва основным металлом его
химический состав по высоте изменяется. Поэтому структуры верхней и
нижней частей металла шва различны. Так, верхняя имеет аустенитную
структуру с небольшим количеством 5-феррита, а корень шва — практиче-
ски чисто аустенитную структуру (табл. 5.34). Взрывное нагружение при-
водит к снижению стабильности аустенита и инициирует у—> а-переход
[533]. Превращение у —> а происходит по плоскостям сдвига, а также по
первичным выделениям феррита, которые служат
центрами кристаллизации для выделения вто-
ричной а-фазы. В результате наблюдается замет-
ная ферритизация верхнего участка шва. Повы-
шение скорости превращения выражается в уве-
личении количества возникающих включений
феррита, но не их размеров. При всех режимах
обработки взрывом, происходит заметное измельче-
ние структуры в верхнем участке шва (рис. 5.197, а).
Толщина измельченной зоны изменяется от 15 до

Рис. 5.198. Упрочнение хромоникелевого сварного шва в
зависимости от режима обработки взрывом (см. табл. 5.33),
х — расстояние от поверхности обработки взрывом
Таблица 5.34. Изменение структуры металла шва

Участок шва	Исходное состояние		Режим обработки взрывом					
			1		2		3	
	Балл зерна	Количество а-фазы, %	Балл зерна	Количество а-фазы, %	Балл зерна	Количество а-фазы, %	Балл зерна	Количество а-фазы, %
Верх	7...8	3,4	11	8,9	7...8	6,8	9...10	7,0
Середина	9	2,1	10...11	6,4	9...10	5,3	8...11	7,0
Корень	7	1,15	8	2,4	—	28,0	—	2,4

25 мм. Накопление существенных искажений в кристаллической решетке
аустенита при обработке взрывом способствует сдвиговому характеру
перестройки кристаллической решетки аустенита в мартенсит.

Обращает на себя внимание тот факт, что именно в корне шва
(рис. 5.197, 6), т.е. в месте отражения волны сжатия от свободной тыльной
поверхности образца, где возникают максимальные растягивающие
напряжения, наблюдается наиболее глубокий у- —> а-переход. Иногда этот
переход охватывает всю область корня шва (режим 2; см. табл. 5.33), в
других случаях превращение наблюдается лишь на отдельных участках (ре-
жимы 1, 3, 5; см. табл. 5.33).

Причины этого не до конца ясны, однако естественно допустить, что
этому благоприятствуют высокие растягивающие напряжения. В литерату-
ре [532] высказывалось предположение о том, что появление значительных

Таблица 5.35. Характеристика упрочненного шва

Режим обработки (см. табл 5.33)	Участок шва	Механические свойства металла шва				
		МПа	ст„ МПа	Л/, %	V, %	КСУ, Дж/см2
Исходное	Верх	299,0	589,0	38,5	43,6	115,0
состояние	Низ	331,0	664,0	40,5	31,9	86,0
	Верх	538,0	667,6	37,5	53,3	65,7
1	Ннз	441,2	641,0	41,7	36,0	60,0
Э	Верх	409,0	615,6	41,4	46,9	80,5
2	Низ	402,0	630,6	41,1	38,5	83,2
	Верх	438,3	622,0	41,3	50,95	90,0
	Низ	385,0	630,6	42,0	33,30	87,0
	Верх	346,5	596,0	42,3	43,7	98,0
4	Низ	393,5	610,0	49,0	51,0	105,0
	Верх	346,5	585,5	46,3	55,6	109,0
5	Низ	379,0	587,3	47,6	49,8	107,0
(см. табл. 5.33)

4		5	
Балл зерна	Количество а-фазы, %	Балл зерна	Количество а-фазы, %
7...8	3,7	7...8	6,2
9	2,3	8...9	3,4
—	1,9	—	1,2

растягивающих деформаций яв-
ляется катализатором у- -> ам-
п ре вращения (ам-фаза мартен-
сита). При всех режимах обра-
ботки взрывом достигается
эффект повышения твердости
(рис. 5.198), который имеет
место по всей глубине шва.
Исключение представляет ре-
жим 1, при котором прирост

твердости происходит в верх-
ней части шва, выходя на исходный уровень к его середине. Обработка

взрывом позволяет также повысить прочность металла шва при незначитель-
ной потере его пластичности и вязкости (табл. 5.35). В процессе обработки
взрывом наиболее интенсивно повышаются предел текучести и твердость
металла, причем они заметно возрастают уже при малых давлениях взрыв-
ного воздействия. Детальный анализ рассмотренных технологий взрыво-
термической обработки имеется в литературе [534, 535].

5.11.6.	Взрывосварочная обработка
сварных соединений

В начале 1980-х годов автор предложил использовать обра-
ботку взрывом кромок, подготовленных к сварке плавлением, для улучшения
свойств сварных соединений, что нашло отражение в диссертационной рабо-
те [462], выполненной под его руководством. Этот вид обработки условно на-
зван взрывосварочным. В своих исследованиях авторы [462, 524—526] исхо-
дили из уже известных данных о влиянии пластических деформаций на фи-
зико-механические свойства металла, подвергаемого последующему нагреву.
При этом, по сути, ожидалось повышение качества сварного соединения за
счет тех же физических факторов и в той же степени, что и в результате
применяемой после сварки хорошо известной взрывогермической обработки
ЗТВ, но с той разницей, что вместо специальной термообработки использует-
ся неизбежный нагрев ЗТВ во время сварки. Таким образом, из технологи-
ческой цепочки исключается этап термообработки с соответствующей эконо-
мией времени, производственных площадей и энергоресурсов.

Обработка взрывом осуществляется с помощью накладных зарядов
ВВ, располагаемых вдоль кромок параллельно оси будущего шва с пере-
крытием ожидаемой ЗТВ. Параметры заряда ВВ (тип, плотность, высота,
скорость детонации и др.) выбираются с учетом физико-механических
свойств и толщины свариваемого металла, а также режимов последующей
сварки плаалением и могут задаваться переменными по ширине ЗТВ и
длине шва с целью некоторого согласования распределения ударно-волно-
вого (давление, длительность импульса) и последующего теплового воз-
действия на металл при сварке. Одним из основных условий осуществле-
ния взрывосварочной обработки является, по возможности, однородная
проработка всей ЗТВ по толщине свариваемого металла при допусти-
мом уровне макродеформаций, не повышающих дефектность металла.
Таблица 5.36. Балл аустенитного зерна (над чертой) и твердость по Виккерсу (под чертой стали 20						К настоящему времени накоп- лен определенный опыт лабора- торных исследований и опытно- промышленной проверки эф-
Режим обра- ботки взры- вом р, ГПа	Температура аустенитизации				°С	
	900	1000	1100	1200	1300	фективнести взрывосварочной обработки. Ниже излагаются не- которые результаты работ, вы- полненных применительно к ря- ду конструкционных металлов и сплавов.  Сталь 20. Для более глубо- кого понимания процессов, про- исходящих при взр ы вое вар оч -
0  2,5  20	9-Ю 174  9-10 171  9.-Ю 203	0-7 171  0-7 164  6-7 164	6 210  6 158  6 Т58	2-3  197  2-3  197  4-5  168	2 197  5—6 185  4-5 185	
						ной обработки стали 20, внача-

ле изучали эффективность взрывосварочной обработки образцов исходного
металла. Закономерности роста аустенитного зерна при нагреве и его пре-
вращения при охлаждении изучали в высокотемпературной вакуумной
установке «Ала-Тоо» путем непосредственного наблюдения за участком
полированной поверхности образца. Разрежение в камере составляло
133 х 10"5 Па. Образцы изготавливали из темплетов толщиной 10 мм, пред-
варительно подвергнутых нагружению взрывом с давлением на фронте де-
тонации 2,5 и 20 ГПа. Затем их нагревали со скоростью 100 °С/с до темпе-
ратуры 1000, 1100, 1200 и 1300 °С и выдерживали соответственно 3, 1, 0,5
и 0,05 мин. Охлаждение производили со скоростью 3 °С/с. При охлажде-
нии образцов проводили прямое наблюдение за развитием превращения
аустенита. Для определения балла зерна (по ГОСТ 5639—82) и особеннос-
тей структуры после термообработки на микроскопе «Неофот-21» изучали
поверхность образцов в состоянии после вакуумного травления, а также
после переполировки и электролитического травления в 20%-м водном ра-
створе сернокислого аммония.

В табл. 5.36 представлены данные измерений размера аустенитного зер-
на и твердости стали 20. Из таблицы следует, что обработка взрывом не
влияет на размер аустенитного зерна в случае аустенитизации при темпе-
ратурах 900, 1000 и 1100 °С. Возможное объяснение этого факта состоит в
том, что выбранные длительности аустенитизации от 1 до 3 мин достаточ-
ны, вероятно, для сглаживания эффекта обработки взрывом.

Расшифровка записей дилатометрических кривых распада аустенита
показывает, что объемный эффект превращения при отпуске аустенита в
результате взрывного воздействия увеличивается. Это явление, наблюдае-
мое при всех температурах аустенитизации в обследованном диапазоне
900... 1200 °С, свидетельствует о том, что обработка взрывом интенсифици-
рует процессы превращения аустенита при охлаждении. Вместе с анализом
микроструктуры это позволяет сделать вывод о смещении под воздействи-
ем УВ температур распада аустенита в область их более высоких значений
(табл. 5.37). Следствием этого является уменьшение игольчатости феррита
и увеличение доли перлитной составляющей взамен бейнита. Визуально
влияние УВ-воздействия на структуру стали 20 слабо заметно при нагреве
Таблица 5.37. Температура максимальной степени преврещеиия аустенита в стали 20

Режим аустенитизации	Без обработки		Режим обработки 1 (см. табт. 5.33)		Режим обработки 2 (см. табл. 5.33)	
	/, °с	д/	г, “С	А/	/, °С	Д/
900 °С, 3 мин	650...620	0	700...590	0	700...590	0
1000 °С, 3 мии	700...620	I	700...600	1,5	700...600	2
1100°С, 1 мин	700...590	I	650... 590	3	750...590	1,5
1200 °С, 30 с	600...590	0	650...580	3	690...590	0

Примечание. Д/ — приращение объема превращения на диаграмме Л/ = Дг).

до <1100 °С, хорошо заметно при 1200 °С и особенно сильно— при
1300 °С (рис. 5.199).

Из полученных данных предварительных исследований можно за-
ключить, что эффективность взрывосварочиой обработки стали 20 долж-
на определяться воздействием взрыва на размер зерна и характер вторич-
ной структуры стали в той зоне сварного соединения, где температура
нагрева при сварке составляет 1200... 1300 °С, а также некоторым измене-
нием твердости и, вероятно, других механических свойств в зоне нагрева
до 1100...1150 °С.

Апробацию эффективности взрывосварочной обработки проводили на
образцах сварных соединений размером 200 х 100 х 15 мм, которые свари-
вали проволокой ПГС-АНГ на постоянном токе 180...200 А при напряже-
нии ЗОВ. Один стык был сварен из исходного металла, другой — после
предварительной обработки взрывом с давлением детонации 3 ГПа. Для
определения балла зерна и выявления структуры производили травление
образцов в 4%-м спиртовом растворе азотной кислоты. Сопоставление
структуры образцов сварного соединения стали 20 выявляет следующие
отличия, характерные для образцов, изготовленных с применением взры-
восварочной обработки:

1)	уменьшение общей протяженности ЗТВ;

2)	существенное уменьшение максимвльного размера зерна в ЗТВ: ес-
ли в обычном сварном соединении прослойка крупного зерна в ЗТВ соот-
ветствует 2...3 баллам, то при взрывосварочной обработке — 5...6 (рис. 5.200),
при этом ширина прослойки крупного зерна в ЗТВ уменьшается с 1,2 до
0,8 мм;

3)	изменение вторичной структуры металла: если в обычном сварном
соединении металл ЗТВ имеет структуру закалки, что обусловливает резкое
падение пластичности соединения, то при взрывосварочной обработке этот

Рис. 5.199. Микрострукту-
ра (ув. 100, уменьш. 1/2)
стали 20 после обработки
взрывом и выдержки при
температуре 1300 °С:
а — исжърноа состояние; дав-
ление, 171а. 6 ~ 2,5; в—20
Рис. 5.200. Микроструктура зоны круп-
ного зерна в сварном соединении
стали 20 (ув. 200):

о — полученном традиционным способом;
б — с использованием взрывосварочной
обработки

металл имеет ферритно-перлит-
ную структуру; такие изменения,
как известно, улучшают ударную
вязкость сварных соединений.

Титановый сплав ВТ-1-0.

Образцы сплава размером 250 х
хЮО х 40 мм обрабатывали зарядами ВВ с давлением детонации 3 и 20 ГПа.

Затем производили однопроходную электронно-лучевую сварку в
горизонтальном положении при ускоряющем напряжении 30 кВ, силе то-
ка пучка 320...350 мА, скорости сварки 3 мм/с и остаточном давлении воз-
духа в зоне сварки 266 Па. Структуру сварного соединения определяли
металлографическими наблюдениями как непосредственно после сварки,
так и после рекристаллизационного отжига в интервале температур а-об-
ласти (650...900 °С). Дальнейшее повышение температуры отжига приво-
дит к быстрому укрупнению зерна и значительному снижению прочности
соединения. Основной металл имел рекристаллизованную мелкозернистую
структуру с зерном 1 балл по шкале микроструктур. Зерна металла шва и
ЗТВ имеют неправильную форму с зубчатыми границами, в некоторых из
них наблюдаются двойники от термонаклепа. Размер зерна соответствует
баллам 5...6.

Высокоскоростная деформация сплава ВТ-1-0, как известно, почти
полностью осуществляется двойникованием, причем степень двойникова-
ния несколько выше при давлении 20 ГПа [66]. Если при давлении 3 ГПа
двойникование в границах зерна происходит в одном направлении, то при
20 ГПа плотность двойников возрастает и располагаются они в трех-
четырех направлениях. Размер зерна непосредственно после обработки
взрывом не изменяется.

Сварное соединение сплава ВТ-1-0, выполненное после обработки
взрывом, имеет следующую структуру (рис. 5.201). К металлу шва последо-
вательно примыкают зона крупных зерен неправильной формы с зубчаты-
ми границами (а), мелкозернистая перекристаллизованная зона (6), зона
основного металла (в) со следами высокоскоростной пластической дефор-
мации (двойникования). Перекристаллизация происходит в интервале сваро-
чных температур 700...750 °С, а при более высоких температурах (800...910 °С)

Рнс. 5.201. Микроструктура
сварного соединения титано-
вого сплава ВТ-1-0 (ув. 100)
после взрывосварочной обра-
ботки при давлении ударного
сжатия р = 20 ГПа
Рнс. 5.202. Зависимость ударной вязкости
от температуры испытания при различных
конфигурациях надреза:

давление, ГПа. 1 — 7, 2 — 3, 3 — 20; 4 — ис-
ходное состояние

происходит полиморфное превраще-
ние сплава, сопровождающееся рос-
том зерна. В целом взрывосварочная
обработка способствует заметному из-
мельчению зерна в ЗТВ.

Сталь Х70. Эксперименты про-
водили с целью определения влия-
ния взрывосварочной обработки на
ударную вязкость сварного соедине-
ния. Подготовленные к сварке кром-

/,°С

ки образцов из стали Х70 обрабатывали взрывом по четырем режимам: од-
нократное нагружение с давлением детонации 2,7 и 20 ГПа, а также дву-
кратное с давлением 20 ГПа. Далее производили автоматическую сварку
под флюсом АН-60 по режиму: сила тока 1000... 1050 А, напряжение 45 В,
скорость сварки 133 м/ч (электроды 08ГМ). Из полученного сварного сое-
динения изготавливали образцы для испытаний на ударную вязкость с V-
и {/-образными надрезами (ГОСТ 9454—78 для основного металла и ГОСТ
6996—66 для сварного соединения). Изучение микроструктуры проводили
после травления в 4%-м спиртовом растворе азотной кислоты и в пикрате
натрия (исследование на первичное зерно).

Было установлено, что при использовании взрывосварочной обработ-
ки первичное аустенитное зерно значительно измельчается. Обнаруживают-
ся существенные изменения и вторичной микроструктуры. В образцах в
исходном состоянии формируется преимущественно ферритно-перлитная
структура с грубым пластинчатым ферритом. При сварке кромок, предва-
рительно обработанных взрывом, структура ЗТВ стали значительно измель-
чается, представляя собой структуру нижнего бейнита. Наблюдения, про-
веденные на установке «Ала-Тоо», фиксируют сужение интервала бейнит-
ного превращения на 20..,40 вС. Снижая температуру начала бейнитного

превращения, взрывосварочная обработка способствует распаду аустенита
в области нижнего бейнита. Все эти структурные изменения сильно влия-
ют на вязкость сварного соединения. На рис. 5.202 представлены результа-
ты исследований образцов стали Х70, обработанных УВ сжатия различной
амплитуды и испытанных на ударную вязкость с различными конфигура-
циями надреза в интервале температур -60,,.+20 °С, Видно, что влияние
взрывосварочной обработки на ударную вязкость зависит не только от ре-
жима обработки взрывом, но и в некоторой степени от условий механиче-

ских испытаний.

Стали 09Г2С и 10ХСНД. Механические испытания на ударную вяз-
кость по принятым ГОСТам не отражают реального улучшения механиче-
ских свойств сварных соединений в результате взрывосварочной обработ-
ки. Причина этого состоит в том, что улучшение свойств соединения про-
Таблица 5.38. Ударная вязкость КСУ /Дж/см2) прн комнатной температуре стали 09Г2С					исходит за счет изменения структуры в узкой зоне, кото- рая обычно не совпадает с вер-
Режим обра- ботки взры- вом />, ГПа	Температура термообработки, ’С				
	0	900	1000	1100	шиной надреза и не перекры- вает всю область пластического деформирования образцов при испытаниях на ударную вяз- кость. Эффективность взрыво-
0 3,0 20	101  256  160	75  360  272	148  316  340	140  360  254	
					сварочной обработки в реаль-

ных условиях эксплуатации может быть выше, чем при таких испытаниях.
Поэтому перед апробацией взрывосварочной обработки сталей 09Г2С и
10ХСНД было сочтено целесообразным провести следующий эксперимент.

Поверхность образцов стали 09Г2С обрабатывали скользящей детона-
ционной волной с давлением на фронте 3 и 20 ГПа, после чего их подвер-
гали провоцирующему нагреву, имитировавшему температуру нагрева ме-
талла в ЗТВ. Затем образцы испытывали на ударную вязкость, причем
надрез делали со стороны поверхности, обработанной взрывом. Получен-
ные результаты согласуются с данными работы [525], где указывалось, что
после обработки взрывом и последующего нагрева (до 920...950 °С) стали
09Г2С размер аустенитного зерна меньше обычного — вследствие сниже-
ния критических точек в результате взрывного наклепа. Кроме того, если
обычно при нагреве выделение карбидов происходит вдоль границ зерен,
отчего сталь охрупчивается, то после взрывотермической обработки карби-
дные выделения измельчаются и распределяются в основном внутри зер-
на. Эти обстоятельства и обусловливают повышение ударной вязкости
(табл. 5.38).

Образцы для исследования эффективности взрывосварочной обработ-
ки сталей 09Г2С и 10ХСНД изготавливали из листового металла толщиной
23 мм. Заготовки размером 10104480мм подвергали двукратной обработке
взрывом, затем сваривали автоматической сваркой (проволока ПП АН-
190 и испытывали на ударную вязкость стандартные образцы с различ-
ной конфигурацией надреза при температурах -40 °С (КСЦ) и -10 °С
(КСУ). Результаты измерений, приведенные в табл. 5.39, демонстрируют
эффективность повышения ударной вязкости сварных соединений вслед-
ствие использования взрывосварочной обработки.

Подводная сварка. Исследована эффективность взрывосварочной обра-

ботки для повышения качества сварных соединений низколе- гированных сталей при сварке под водой в результате предот- вращения образования холод- ных трешин. Недостатком из-	Таблица 5.39. Ударная вязкость образцов (Дж/см2) при отрицательных температурах обработки взрывом сталей 09Г2С и 10ХСНД			
	Марка стали	Режим обработки взрывом />, ГПа	кси	КСУ
вестных способов подводной сварки электродами и механи-	09Г2С	0 3,0 0 3,0	32,0  50,4  65,0  75,6	17,6  23,1  33,4  43,4
зированной сварки сплошной				
и порошковой проволоками я в-	10ХСНД			
ляется образование подвалико-				
Рнс. 5.203. Микроструктура (ув. 200)
сварного соединения стали 20, выпол-
ненного под водой:

о — по традиционной технологии; б — с
применением вэрыеосварочной обработки

вых трещин при сварке сталей
20, 17ГС, 15ХСНД и ряда дру-
гих низколегированных сталей.
Появление трещин обусловлено
образованием сварочных напря-
жений, закалочных структур и

значительных количеств водорода, растворяющегося в металле сварочной

ванны и диффундирующего в ЗТВ. В структуре свариваемого металла име-
ются строчечные, главным образом сульфидные, включения, вытянутые
вдоль проката. Проникающий в них водород переходит в молекулярную и,
накапливаясь, разрывает металл, образуя сеть трещин, резко снижающих

прочностные характеристики сварных соединений.

Образцы из сталей 20 и 17ГС обрабатывали накладными зарядами ВВ
с давлением детонации 3,5 и 20 ГПа, после чего они сваривались под во-
дой полуавтоматом А1660 порошковой проволокой ПП СС-АН1 диамет-
ром 1,6 мм при силе тока 160...180 А и напряжении 28...31 В. ЗТВ в образ-
цах, сваренных по предложенному способу, имеет мелкозернистую ферри-
тно-перлитную структуру, ширина прослойки крупного зерна уменьшена в
3 раза по сравнению с необработанными образцами. Кроме того, предва-
рительная обработка взрывом нарушает текстуру проката, что приводит к
дроблению и глобуляризации строчечных неметаллических включений. В
зоне обработки происходит изменение знака остаточных напряжений, а их
максимальное значение вблизи линии сплавления достигает -120 МПа. В
результате водород, растворенный в наплавленном металле, свободно диф-
фундирует в основной металл, не встречая на своем пути крупных неме-
таллических включений и напряженных структур. Таким образом, взрыво-
сварочная обработка позволяет избежать образования холодных трещин в
ЗТВ (рис. 5,203) и получить бездефектные сварные соединения.

Отметим еще одно обстоятельство. Ускоренное охлаждение и водород-
ная атмосфера парогазового пузыря, характерные для мокрой подводной
сварки, увеличивают опасность образования так называемых холодных
трещин в ЗТВ. Особенно острая эта проблема при сварке сталей, склон-
ных к образованию закалочных структур и имеющих строчечные сульфид-
ные включения (типа 17Г1С). В этом случае вблизи линии сплавления на-
блюдается образование холодных трещин по границам крупных зерен мар-
тенсита или бейнита, а наличие строчечных сульфидных включений, рас-
положенных по направлению проката, способствует их распространению в
глубь ЗТВ. В обычной практике эта проблема решается с помощью соот-
ветствующей термообработки, что практически невозможно в условиях во-
дной среды. В начале 1980-х годов в ИЭС НАН Украины было предложе-
но использовать обработку взрывом кромок, подготовленных к сварке
плавлением, для улучшения свойств сварных соединений [534]. Возникаю-
щий при взрыве заряда ВВ импульс давления возбуждает в металле УВ,
которая дробит зерна и нарушает сплошность сульфидных строчек, что
приводит к увеличению концентрации дефектов кристаллической решетки.
При последующем сварочном нагреве это создает благоприятные условия
для возникновения большого количества центров перекристаллизации. Рост
зерен тормозится, сужая ширину зоны крупного зерна в ЗТВ. Поэтому
представляет интерес оценка возможности использования предварительного
УВ-нагружения свариваемых кромок как инструмента для снижения опас-
ности образования холодных трещин при сварке под водой.

Опыты проводились на пластинах размером 14 х 150 х 200 мм из ста-
ли 17Г1С, содержащей элементы, %: С — 0,19, 51 — 0,49, Мл — 1,43, Р -- --
0,021 и 8 — 0,033 и характеризующейся высокой склонностью к образова-
нию холодных трещин. Для предварительной обработки применяли ВВ с
давлением на фронте детонации от 1,0 до 20,0 ГПа. Взрывное нагружение
осуществляли по схеме косых ударных волн, возбуждаемых в металле сколь-
зящей детонационной волной, После обработки в лабораторном бассейне
на глубине 1 м выполнялась сварка порошковой проволокой ППСС-АН1 в
режиме /св = 180 А, 32 В, Гсв = 6 м/ч. Затем из образцов изготавливали
поперечные шлифы и проводили их металлографическое исследование.
Результаты сравнивали с результатами исследования образцов, сваренных
без обработки взрывом.

Первую серию образцов подвергали обработке шнуровым контактным
зарядом (ДША-12), уложенным по схеме «змейках*. При этом стремились,
чтобы ширина зоны, охваченная зарядом ВВ, максимально совпадала с зо-
ной действия растягивающих остаточных напряжений, которые образова-
лись бы в данном сварном соединении при выбранных режимах сварки.
Во второй серии образцов использовали полосовые заряды пластичных ВВ
(НИЛ-2) с давлением на фронте детонации 1,0, 2,0 и 2,5 ГПа, а также эла-
стит типа В84-1994-82 (с давлением 20 ГПа). В обеих сериях заряд уклады-
вали на лицевую и обратную поверхность пластин (так называемый «плос-
кий» способ наложения заряда).

Результаты металлографического анализа (табл. 5.40) показывают, что
более заметное сужение зоны крупного зерна происходит при использова-
нии полосового заряда пластичных В В, особенно НИЛ-2. Однако избежать
образования холодных трещин

Таблица 5.40. Влияние типа заряда ВВ и спо- соба его наложения на ширину участка круп- ного зерна в ЗТВ			не удалось (рис. 5.204), хотя их количество заметно уменьши- лось по сравнению с необрабо- танными образцами. Для уси- ления эффекта обработки ВВ в следующей серии образцов за- ряд НИЛ-2 накладывался не то- лько на лицевую и обратную, но и на торцовую поверхность сва- риваемых кромок. Благодаря та- кому расположению к попереч- ной деформации, возникающей
Тип заряда ВВ	Способ нало- жения заряда	Ширина участка крупного зерна, мкм	
Без обра- ботки  ДША-12 Эластит НИЛ-2 Эластит  НИЛ-2  .. ..	Плоский « « Объемный «	1652...1950  1495...1950  1755...1820  1300... 1365  1300...1365  780...1170	
Рис. 5.204. Микрострук-
тура ЗТВ сварного сое-
динения стали 17Г1С,
выполненного под водой:
а — обработка взрывом
эластита; б — обработка
взрывом НИЛ-2

под действием встречных волн от зарядов ВВ, находящихся на лицевой и
обратной плоскостях, добавляется продольная деформация, которую об-
условливает заряд ВВ на торцовой плоскости. В процессе двумерного пе-
ремещения металла достигается большая степень деформации, приводя-
щая к еще большему измельчению зерен в области ЗТВ, прилегающей к
линии сплавления (см. табл. 5.40). При этом нарушается текстура в метал-
ле, что приводит к разрушению и локализации строчечных неметалличес-
ких включений.

Кроме того, возникающие в обработанном металле сжимающие оста-
точные напряжения ликвидируют благоприятные условия для диффузии
водорода из металла шва в ОШЗ. Совместное воздействие перечисленных
факторов, в конечном итоге, препятствует образованию холодных трещин
в ЗТВ (см. рис. 5.204, б).

Результаты проведенных исследований показывают, что взрывосваро-
чная обработка является эффективным средством улучшения механичес-
ких свойств сварных соединений ряда конструкционных сталей и сплавов.
Уступая по широте технологических возможностей взрывотермической
обработке, взры во сварочная обработка вместе с тем не требует дополни-
тельной термообработки, выигрывая в экономичности, а главное, в воз-
можности обработки крупногабаритных изделий, в том числе и в полевых
условиях. Кроме того, взрывосварочная обработка эффективно предотв-
ращает образование послесварочных холодных трещин при подводной
сварке низкоуглеродистых и низколегированных сталей.

5.11.7.	Повышение статической прочности
сварных соединений сплавов алюминия

Прочность сварных соединений алюминиевых сплавов, как
правило, ниже прочности основного металла [536, 537], В соединениях выде-
ляют три характерных участка: шов, зону сплавления (или зону взаимной
кристаллизации) и ОШЗ (ЗТВ). Свойства металла в каждой зоне соединения
определяются технологическими и металлургическими особенностями свар-
ки. При сварке сплавов, упрочненных нагартовкой, тепловое воздействие вы-
зывает в ОШЗ разупрочнение до уровня свойств отожженного металла, глав-
ным образом, в результате развития собирательной рекристаллизации. Осо-
бенно интенсивный рост зерна происходит у линии сплавления [537].

При сварке термически упрочненных (не самозакаливающихся) спла-
вов в результате теплового воздействия происходит распад твердого раст-
вора, сопровождающийся растворением ранее выделившихся фаз в зоне
температур, близких к температуре плавления, и коагуляцией упрочняю-
щих фаз на участках более низких температур. Происходит также частич-
ное оплавление границ зерен. В результате снижаются механические свой-
ства металла, особенно прочность, коррозионная стойкость и т.д. [537—
539]. Таким образом, при сварке как нагартованных, так и термически
упрочняемых сплавов алюминия в соединении образуется зона понижен-
ной прочности.

Термически упрочняемый сплав 1201 системы А1 + Си + Мп относится
к весьма перспективным. Он отличается более высокими механическими
свойствами по сравнению со сплавами типа дуралюмина и содержит Си —
5,8...6,8 % и модифицирующие добавки Т1, Хг, V. Благодаря высокой сте-
пени легирования [538] сплав 1201 после термообработки (старения) имеет
высокую прочность (ств = 420...450 МПа, стт - 330...360 МПа, 55 = 8...12%), в
то время как несостаренные соединения с усилением, полученные аргоноду-
говой сваркой, разрушаются по зоне сплавления; при этом ств = 250...270 МПа.
Показатель этого снижения — коэффициент прочности, таким образом,
[539] имеет вид

*св=а‘в(^Г‘ =0,5...0,6,	(5.177)

где ов и ств— пределы прочности соединения и основного металла.

Несколько выше этот показатель для соединений, полученных элект-
ронно-лучевой сваркой (до —0,75) [537]. Он может быть улучшен путем
уменьшения количества вредных примесей Ре и 81, а также применения
соответствующей послесварочной обработки — искусственного старе-
ния или упрочняющего поверхностного пластического деформирования
(ППД), которое, однако, зачастую неприменимо на натурных конструкци-
ях. Радикальным способом обеспечения равн©прочности сварных соеди-
нений с основным металлом является в настоящее время сварка по утол-
щенным кромкам, образуемым путем химического и/или механического
фрезерования, а потому сопряжена с потерей до 50 % основного металла
[540].

В отличие от методов ППД упрочняющая обработка взрывом — более
универсальная технология, которая принципиально может быть использо-
вана на различных конструкциях, в том числе ответственного назначения.
На основании имеющегося опыта упрочняющей обработки взрывом свар-
ных соединений нагартованных алюминиевых сплавов [415, 422], представ-
ляло интерес исследование принципиальной возможности применения
взрывной технологии для повышения прочности и улучшения некоторых
других характеристик сварных соединений термически упрочняемого алю-
миниевого сплава 1201.

Упрочнению подвергали [541] стыковые соединения пластин сплава
1201 серийного производства и опытного сплава 1201вч с более низким
содержанием кремния и железа. Заготовки размером 500 х 200 х (3...5) мм
перед сваркой закаливали и подвергали искусственному старению при
160 °С в течение 16 ч, получая при этом механические свойства основ-
ного металла после закалки и искусственного старения, приведенные в
табд. 5.41.
Пластины соединяли ар- гонодуговой сваркой неплавя- щимся электродом на автомате АДСВ-2 с источником питания УДГ-501 в режиме: 1л- 180...220 А, (/д = 14 В, Ксв = 15 м/ч для ме- талла толщиной 3 мм и /св = = 280...300 А, С/д = 16 В, Кв =	Таблица 5.41. Механические свойства свар- ных соединений сплава 1201					
	Сплав	8. мм	а».  Дж/см-	<3Т, МПа	а, град	ст.. МПа
	1201  1201вч	3  5  3  5	14  12  21  18	347  362  337  158	46  36  85  64	435  446  443  434
= 15 м/ч — толщиной 5 мм. Ис-  пользовалась присадочная проволока 01203-С с содержанием кремния и железа не более чем по 0,03 % каждого.						

В табл. 5.42 даны механические характеристики исследованных спла-
вов при различной последовательности штатных операций термообработки
и сварки.

Соединения, не подвергающиеся после сварки термообработке, наи-
менее прочны (А^в < 0,6). Искусственное старение заметно увеличивает
предел прочности образцов с усилением (ст*) и со снятым усилением (ов),
однако коэффициент прочности остается низким — 0,72 у соединений
сплава 1201 и 0,79 у сплава 1201вч.

Обработке взрывом подвергали наименее прочную зону соединения
[540], располагая шнуровые заряды вдоль линий сплавления. Во избежа-
ние повреждения поверхности соединений, возникающих от штатных ВВ —
детонирующих шнуров, для упрочнения использовали специальные УЗ в
медной оболочке [542] диаметром 2...2,5 мм, имеющие погонную навеску
гексогена или октогена 3,3 г/м. Для ослабления бризантного действия за-
рядов применена передающая среда — пластилин толщиной 1,..1,5 мм.
Обработку производили на жестком стальном основании. Результаты экс-
периментов приведены в табл. 5.43.

Временное сопротивление разрыву сварных соединений сплава 1201
после обработки взрывом на 60...70 МПа выше, чем у искусственно соста-

Таблцца 5.42. Механические свойства сплавов при разной последовательности штат-
ных упрочняющих обработок

Сплав	5, мм	Послсдоватсл ьность операций	МПа	Пг, МПа	К		“ъ Дж/см1	а, град
	3	Закалка + искусственное старение + сварка + ис- кусственное старение	315	305	0,72	0,7	II	60
1201	5	Закалка + искусственное старение + сварка	280	258	0,63	0,58	22	64
	5	Закалка + искусственное старение + сварка + ис- кусственное старение	322	306	0,72	0,69	16	60
1201вч	3	То же	342	306	0,77	0,69	18	68
	5	* *	342	296	0,79	0,68	18	69
Таблица 5.43. Механические свойства сплавов при разной последовательности опе-
раций старения и обработки взрывом

Сплав	5, мм	Последовательность операций	аэ, МПа	МПа	А'Д		И/, Дж/см1	а, град
	3	Закалка + искусственное старение + сварка + об- работка взрывом + искус- ственное старение	408	328	0,94	0,76	9	39
1201	5	Закалка + искусственное старение + сварка + обра- ботка взрывом	361	341	0,86	0,77	18	53
	5	Закалка + искусственное старение + сварка + об- работка взрывом + искус- ственное старение	414	334	0,93	0,75	12	38
	3	То же	422	325	0,95	0,73	16	37
	5		422	346	0,97	0,80	14	40
1201вч	5	Закалка + искусственное старение + сварка + ис- кусственное старение + + обработка взрывом	403	321	0,93	0,74	16	48

реииых, и на —100 МПа по сравнению с несостареииыми. Коэффициент
прочности соединений с усилением после обработки повышается на 20 %.
Еще больший эффект дает сочетание обработки взрывом с последующим
искусственным старением — возрастает до 0,93...0,97. Прирост К*в
заметнее при старении упрочненных образцов по сравнению с обработкой
взрывом состаренных, а также для сплава более высокой чистоты. В обоих
этих случаях проявляется установленное и другими исследователями (41,
144] уменьшение восприимчивости металла к упрочнению взрывом с уве-
личением дефектности его структуры, обусловленной более высоким со-
держанием либо вредных примесей железа и кремния (соединения спла-
ва 1201), либо упрочияюших сплав фаз (обработка взрывом соединений
сплава 1201вч после искусственного старения).

Эффект повышения статической прочности после обработки взрывом
связан с возрастанием плотности дефектов кристаллического строения
преимущественно дислокационного типа. Если в чистом алюминии плот-
ность незакрепленных дислокаций после нагружения УВ с давлением
— 100 ГПа сравнительно высока (около 106см"2 [115, 543]), то в сплавах
алюминия обработка взрывом создает многочисленные устойчивые спле-
тения дислокаций и ячеистую структуру [66, 543], причем плотность за-
крепленных дислокаций (главным образом, в стенках ячеек) может дости-
гать 109...1010см~2, Это затрудняет действие механизмов, ответственных за
деформацию сплава при статических скоростях нагружения, и обусловли-
вает повышение прочности и снижение пластичности. При последующей
термообработке (старении) узлы дислокационных сплетений являются цент-
рами выделений мелкодисперсных, более равномерно распределенных в
Таблица 5.44. Результаты обработки взрывом плит сплава 1201

Состояние сварного соединения	МПа	б„ %	ц/, %	сц, Дж/см1	
Сварка	330	16,8		28	0,73
Сварка + искусственное старение	350	3,7	22,0	24	0,78
Сварка + обработка взрывом	340	3,4	22,5	27	0,76
Сварка + искусственное старение + + обработка взрывом	390	2,5	18,7	15	0,87
Сварка + обработка взрывом + искус- ственное старение	390	3,5	18,0	14	0,87
Основной металл	450	8,5	14,0	14	—

металле фаз, упрочняющих сплав [538, 540], вследствие чего наблюдается
дополнительное повышение его прочности, тем большее, чем интенсивнее
предварительная обработка взрывом.

Сходные результаты получены при упрочнении по той же схеме свар-
ных соединений плит из сплава 1201 толщиной 16 мм, выполненных элект-
ронным лучем, в термически упрочненном состоянии (табл. 5.44) [544].

В данном случае К„п сварного соединения в исходном состоянии дос-
таточно высок и обработка взрывом обеспечивает практически такие же
механические свойства, как и искусственное старение.

Ширина зоны разупрочнения, определяемая по кривым распределе-
ния твердости, после сварки составляет 10... 12 мм и практически не изме-
няется после обработки взрывом, но уменьшается до 4...5 мм после искус-
ственного старения, минимальную твердость (НКВ80) имеет металл шва.
После обработки взрывом, как и после старения, твердость шва увеличи-
вается незначительно (иа 20...30 МПа). При последовательном проведении
этих операций минимальная твердость возрастает на 100... 120 МПа, при-
чем сама зона разделяется на три более узких участка частичной закалки
[544], а предел прочности соединения возрастает на 60 МПа. Относитель-
ное удлинение на ~40 % выше у образцов, состаренных после обработки
взрывом, поэтому такая последовательность операций предпочтительнее,
чем обратная.

В табл. 5.45 приведены механические свойства состаренных сварных
соединений тех же плит, предварительно подвергнутых одно- и двукрат-
ной обработке взрывом детонирующим шнуром ДШВ и ударом пластины
из АМгб толщиной 2 и шириной 20 мм (аммонит 6ЖВ толщиной 10 мм)
со стороны удаленного фрезерованием корня шва.

Таблица 5.45. Механические свойства состаренных сварных соединений

Номер схемы	Соединение после искусственного старения с предварительной обработкой взрывом	ов, МПа	8„ %	у, %	а*, Дж/см2	
1	ДШВ, однократная обработка	375	3,8	19,0	14	0,83
2	ДШВ, двукратная обработка	405	3,2	13,0	21	0,9
3	Метание пластины	410	3,5	18,5	16	0,91
Обработка соединений по схеме 3 приводит к значительному (на
60...70 МПа) увеличению о, и к снижению а* на -20 %. Наибольший при-
рост прочности дает двукратная обработка взрывом (до 80 МПа) при со-
хранении ударной вязкости соединения на -30 % выше, чем у основного
металла. Дальнейшее повышение кратности обработки взрывом идентичны-
ми зарядами до 3 и даже 8 [544] не позволяет поднять выше 0,75...0,77, а в
сочетании с искусственным старением — до 0,9. По-видимому, сказывает-
ся насыщение структуры закрепленными дислокациями на фоне повыше-
ния их общей плотности [48] с увеличением количества нагружений, а так-
же «отжигом» дислокаций.

Интересные результаты получены при упрочнении сваренных элект-
ронным лучом поковок толщиной 100 мм [544], обработку сварных швов
которых производили ударом пластин толщиной 3 и шириной 25 мм, ме-
тавшихся одновременно зарядом аммонита 6ЖВ толщиной 15 мм на обе
поверхности поковок.

Соединения в исходном состоянии и после обработки взрывом разре-
зали по толщине на 4 слоя и изготавливали круглые образцы диаметром
6 мм для испытаний на растяжение (ГОСТ 1497—73 тип III) и ударную
вязкость (ГОСТ 9454—78). Разброс данных испытаний образцов из каж-
дого слоя не превышал 5...7 %, в связи с чем в табл. 5.46 приведены сред-
ние значения соответствующих характеристик в целом для слоя. Как вид-

Таблица 5.46. Механические свойства сварных соединений из сплава 1201 толщи-
ной 100 мм

Объект испытаний	Номер  СЛОЯ	°и МПа	от, МПа	%	Чь %	а*, Дж/см:	К.
	1	384	248	11,8	22,1	17,23	
	2	367	257	12,4	22,4	16,32	
Основной металл	3	363	239	15,1	26,3	15,42	
	4	374	254	12,2	22,7	19,04	
	1	275	202	8,6	30,6	25,39	
	2	271	200	6,0	27,8	25,39	0,75
Сварка	3	290	231	6,3	26,3	30,83	
	4	274	197	6,2	35,0	29,01	
	1	361	263	2,6	12,9	16,32	
	2	367	251	3,3	17,5	16,32	0,96
Сварка + искусственное старение	3	357	251	3,3	12,9	17,23	
	4	363	262	3,4	18,0	18,13	
	1	305	236	4,2	29,5	21,76	
	2	302	197	5,4	36,0	25,39	0,80
Сварка + обработка взрывом	3	291	187	6,2	35,4	25,39	
	4	295	219	4,6	32,0	27,10	
	1	375	327	з,з	22,0	13,59	
Сварка + обработка взрывом + + искусственное старение	2  3	365  365	317  319	4,0  5,5	22,9  22,8	16,32  14,51	0,99
	4	370	324	5,6	24,9	16,32	
Рис. 5.205. Эпюры остаточных напряжений в со-
единении сплава 1201 толщиной 5 мм:

1 — после сварки; 2 — после искусственного старе-
ния; 3, 4 — после обработки взрывом по разным
режимам

но из таблицы, коэффициент прочности
сварных соединений поковок составляет
0,75 в исходном состоянии и 0,96 после
искусственного старения. Столь высо-
кие значения указанного коэффициента
объясняются тем, что прочность свар-
ного соединения, полученного электрон-
но-лучевой сваркой, определяется проч-
ностными характеристиками литого ме-
талла шва (наименее прочного участка
сварного соединения), которые незна-
чительно изменяются независимо от ви-
да полуфабриката, тогда как прочность

основного металла с увеличением толщины заготовок заметно снижается.

Обработка взрывом увеличивает временное сопротивление разрыву на
15...20 МПа, повышая коэффициент прочности до 0,8. В сочетании с ис-
кусственным старением она позволяет повысить предел прочности соеди-
нения на 78...88 МПа и поднять коэффициент прочности практически до
единицы. Следует отметить также, что нагружение сварного соединения
метаемыми взрывом пластинами позволило упрочнить его практически
равномерно по всей толщине.

В целом следует отметить, что восприимчивость к упрочнению взры-
вом сварных соединений сплава 1201 оказалось довольно низкой, что объ-
ясняется, по-видимому, особенностями дислокационной субструктуры ма-
териалов этого класса, а именно, сравнительно низкой плотностью гене-
рированных взрывом закрепленных дислокаций, создающих устойчивые
конфигурации, на фоне их высокой общей плотности. Причиной разбло-
кировки (а возможно, и аннигиляции) дислокаций может быть эффект
отжига при УВ-нагружении или сразу после него [48].

Одновременно с упрочнением сварных соединений сплавов алюминия
обработка взрывом приводит к резкому уменьшению сварочных остаточ-
ных напряжений. На рис. 5.205 приведены эпюры продольных остаточных
напряжений в сварных пластинах из сплава 1201 (аргонодуговая сварка)
размером 500 х 400 х 5 мм в исходном состоянии, после искусственного
старения и обработки взрывом [541]. Обработку взрывом производили
удлиненными зарядами диаметром 2,5 мм [542]. Эпюры получены с помо-
щью тензорезисторов при разрезке пластин «на гребенку» и построены по
данным измерения остаточных напряжений в 3...5 идентичных пластинах.

В пластине после искусственного старения (160 °С в течение 16 ч) со-
храняются достаточно высокие остаточные напряжения [539]; не изменяет-
ся и характер их распределения, особенностью которого является провал
в районе шва. После обработки взрывом сварочные остаточные напряже-
Рис, 5.206. Схемы усиления зоны разупро-
чнения шва:

о — накладкой, привариваемой взрывом на гото-
вое соединение; б — накладками, приваривае-
мыми взрывом на кромки, подлежащие сварке
плавлением; в — утолщение кромок фрезерова-
нием на ~50 % толщины (/— привариваемая
накладка, 2 — металл, подлежащий сварке плав-
лением, 3 — шов, 4 — металл, теряемый при
фрезеровании)

ния растяжения снижаются в 6...7 раз (на эпюре провал отсутствует). Пос-
ледующая термообработка (старение) также несколько уменьшает остаточ-
ные напряжения.

Таким образом, можно констатировать, что по сравнению с традици-
онными способами повышения прочности соединений сплава 1201 [114,
545] обработка взрывом является более эффективной. С ее помощью ко-
эффициент прочности может быть увеличен до -0,9, а в сочетании со ста-
рением — до -0,95. Отличаясь большой универсальностью и производи-
тельностью, упрочняющая обработка взрывом может рассматриваться как
перспективное послесварочное мероприятие, повышающее прочностные
характеристики сварных соединений сплавов данного класса. Серьезным
фактором, лимитирующим возможности практической реализации упроч-
нения взрывом натурных конструкций, является опасность нарушения их
геометрии. Это затруднение, однако, может быть преодолено путем исполь-
зования новых бризантных ВВ с малыми критическими толщинами. По-
скольку обработка взрывом достаточно легко может применяться для упроч-
нения сварных швов натурных конструкций, ее можно эффективно испо-
льзовать для обеспечения равнопрочности соединений в сочетании с тра-
диционными способами химического или механического фрезерования
заготовок при значительно уменьшенном съеме основного металла (до
15...20 % вместо 45...65 % в настоящее время).

Вместе с тем радикальным способом обеспечение равнопрочности
сварных соединений является применение сварки взрывом, которая может
быть применена в двух вариантах; предварительного утолщения кромок
(имитация химического или механического фрезерования) и непосредст-
венного плакирования сварного шва (рис. 5.206).

Особенностью первого варианта являются более высокие требования к
качеству сварки взрывом с тем, чтобы избежать дефекты при последую-
щей сварке плавлением. Гораздо меньшие требования к геометрии плакиро-
ванной взрывом заготовки, возможность её правки после сварки взрывом
позволяет увеличивать параметры соударения.

К его недостаткам относится также необходимость использования
плакирующих пластин, толщина которых 5Н > (1 -	(где 50 — тол-

щина основного металла) и может достигать толщины основного металла.
Таким образом, толщина плакирующей пластины соответствует утолще-
нию кромок, получаемому традиционными способами фрезерования. Вто-
рой вариант плакирования лишен этого недостатка, поскольку разупроч-
ненное сварное соединение плакируется основным металлом.

Поскольку в процессе сварки взрывом происходит упрочнение как
самого соединения, так и плакирующей пластины, толщина последней
может быть существенно уменьшена. Однако операция выполняется на
готовых узлах, что предопределяет высокие требования к их геометрии, а
следовательно, накладывает ограничения на режимы сварки взрывом.

Толщина плакирующей пластины с учетом эффектов упрочнения оп-
ределяется по формуле

(5-178)

где — предел прочности основного металла; а = ав'(<О 1 — коэффи-
циент упрочнения металла сварного соединения в процессе сварки взры-
вом (о^ — предел прочности соединения в упрочненном состоянии; ов —
то же в исходном состоянии); р -	— коэффициент упрочнения ме-

талла плакирующей пластины в процессе сварки взрывом; сгву — предел

прочности ее в упрочненном состоянии; о” — то же в исходном состоя-

нии. Ширина В плакирующей пластины должна, как показали эксперименты,
удовлетворять условию В > А + 50, где А — ширина зоны разупрочнения

сварного соединения, определяемая, например, по кривым распределения
твердости. Корректировка толщины плакирующей пластины с учетом эф-
фекта упрочнения может быть существенной. Например, для обеспечения
равнопрочности соединения толщиной 16 мм, полученного электронно-
лучевой сваркой, в соответствии с приведенной формулой, требуется нак-
ладка толщиной 2,5 мм, тогда как расчет по формуле (5.178) при а = р - 1
дает 5Н = 4 мм. При плакировании по первому варианту толщина плаки-
рующей пластины при = 0,7 составляет около 7 мм. Отношение тол-
щины плакирующей пластины, обеспечивающей Ксв = 1 при предварите-
льном плакировании, к таковой при плакировании готового соединения
(при а = р - 1) составляет т.е. может изменяться в зависимости от

способа и условий сварки в пределах 1,5...2,0. На рис. 5.207 приведены
макрошлифы соединений, полученных обоими способами.

Серьезную проблему при практической реализации плакирования свар-
ных швов натурных узлов представляет сохранение их геометрии, достигае-

мое применением инерционных,
а также динамических опор.
Инерционные опоры представ-
ляют собой массивные металли-

Рмс. 5.207. Макрошлифы сварных со-
единений сплава 1201, плакированных
сплавом АМгбН:

а — плакирование готового шва; б —
сварка по утолщенным сваркой взрывом
кромкам; 1 — сварной шов; 2 — ЗТВ;
3 — плакированная накладка
Таблица 5.47. Прочность соединений, плакированных сваркой взрывом

Сплав сварного соединения	Толщина соединения	оГ  МПа	а', МПа	Марка сплава накладки	Зи- мм	Вариант плакирования	ст? , МПа	X.
АМгбН	3	423		АМгбБМ	1,0	Рис. 5.207, б	421	1,о
	3	423	322	Д20	1,2	То же	424	1,0
1201	4,5	483	285	АМгбН	2,0	»»	482	1,0
	8,5	475	355	Д20	2,0	»	481	1,0
01203	4,5	463	290	Д20	1,3	>>	465	1,0
1201	16	450	330	120 1	2,5	Рис. 5.207, а	452	1,0

ческие элементы, устанавливаемые в контакте со сварным элементом и
предотвращающие его деформацию при сварке взрывом. Этот путь, нес-
мотря на то что он связан с созданием довольно сложной, иногда разбор-
ной оснастки, — наиболее надежен.

Второе направление — создание динамических опор (или, другими
словами, применение так называемой контримпульсной сварки взры-
вом — см. подразд. 3.6.3), роль которых выполняют дополнительные заря-
ды ВВ, размещенные с противоположной стороны плакируемого сварного
шва. Достоинствами его являются отсутствие необходимости в специаль-
ной оснастке, применимость к изделиям сложной формы, возможность
упрочнения соединения с обеих его сторон. Однако он довольно сложен в
практическом исполнении, требует дополнительного расхода ВВ, приводит
к загрязнению изделий со стороны, противоположной плакировке и т.п.
Важным вопросом является также обеспечение синхронности нагрузки,
действующей на обе стороны сварного элемента. Поскольку в качестве
динамической опоры используется накладной заряд, импульсная нагрузка
с другой стороны соединения возникает (при одновременном иницииро-
вании зарядов) с запаздыванием, равным времени пролета плакирующей
пластиной сварочного зазора. Это приводит к возникновению изгибаю-
щего момента, деформирующего сварное изделие. Поэтому инициирова-
ние поддерживающего заряда необходимо производить с определенным
запаздыванием Д/= й/^соз 0,5у.

Практически указанное замедление можно обеспечить путем иниции-
рования зарядов одним детонатором с использованием отрезков ДШ, дли-
на которых отличается на 2/ДГ, где 1У — скорость детонации ДШ.

Для предотвращения краевых неприваров разработана схема так назы-
ваемой шовной сварки взрывом, в соответствии с которой плакирующая
пластина выполняется коробчатым сечением с высотой отбортовки, рав-
ной высоте рабочего заряда, а в углах сечения изготавливаются надрезы глу-

Рис. 5.208. Характер раз-
рушения сварных образцов
в исходном состоянии (л)
и плакированного сваркой
взрывом (б)
биной (0,3...0,7)5м. Наличие отбортовки затрудняет боковой разлет ПД и
тем самым способствует сохранению номинальной скорости метаиия пла-
стины.

В процессе метания отогнутые части накладки приобретают скорость
поперек плакируемого соединения и отрываются по линии надреза. Во из-
бежание приварки отбортовки на ее внешнюю поверхность наносится
слой масла, краски и т.п.

Некоторые результаты механических испытаний плакированных взры-
вом сварных соединений алюминиевых сплавов сведены в табл. 5.47.
Рис. 5.208 иллюстрирует характер разрушения образцов сварных соедине-
ний, плакированных сваркой взрывом.

5.12. ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕ
ОБРАБОТКИ ВЗРЫВОМ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ

Практическое применение обработки взрывом сварных со-
единений металлоконструкций, как и других технологических операций
металлообработки взрывом (сварки, резки, упрочнения и т.д.), сталкивается с
некоторыми специфическими трудностями. Они прежде всего сопряжены с
необходимостью специальной подготовки персонала для взрывных работ; ре-
шением организационных вопросов получения, транспортировки и хранения
взрывчатых материалов; обеспечением безопасности производства взрывных
работ в условиях производственных цехов или строительно-монтажных пло-
щадок; принятием мер, исключающих повреждения при взрывах зданий и
сооружений и т.п. Важным условием рациональной организации взрывных
работ является также то, чтобы они естественным образом вписывались в
технологический процесс строительно-монтажных, производственных или
ремонтных работ, не задерживая их графика. Наконец, серьезным фактором,
все еше сдерживающим широкое использование взрывных технологий, явля-
ется далеко не преодоленный психологический барьер, обусловленный тради-
ционно сложившимся мнением о разрушительной функции взрыва.

В связи с этим помимо значительных экономических преимуществ,
которые дает народному хозяйству использование обработки взрывом свар-
ных соединений металлоконструкций, весьма важное значение имеет на-
копление практического опыта организации ее применения в широких
масштабах, особенно в процессе производства строительно-монтажных ра-
бот и в условиях машиностроительных предприятий, которые, несомнен-
но, будут способствовать расширению масштабов использования в народ-
ном хозяйстве страны этой технологии.

Важным вопросом является оценка эффективности обработки взры-
вом, которая традиционно осуществляется путем измерения остаточных
напряжений. В ИЭС НАН Украины разработаны две приведенные ниже
модификации неразрушающей тензометрии остаточных напряжений, ко-
торые успешно применялись в лабораторной и производственной прак-
тике.
Рис. 5.209. Прибор ЗММТ-2 для магнитоуп-
ругой тензометрии остаточных напряжений

1.	Неразрушающий способ опре-
деления степени снижения остаточ-
ных напряжений после обработки
взрывом, основанный на измере-
нии механическим деформометром
специальной конструкции прираще-
ния упругой деформации металла в
исследуемой («эталонной*) зоне со-
единения (см. подразд. 5.2.1, а так-
же работу [425]).

2.	Усовершенствованный метод ма-
гнитоупругой тензометрии [454]. Маг-
нитоупругую тензометрию остаточ-
ных напряжений осуществляли пор-
тативным прибором 8ММТ-2 конст-

рукции ИЭС НАН Украины. Основные характеристики прибора; диапазон
измерения напряжений — -от... + от; погрешность измерения — не более

8 % от; диаметр датчика — 20 мм; база измерения — 18 мм; питание — три
батарейки типа АА или от сети 220 В, 50 Гц; габариты: 150 х 100 х 30 мм;
масса — 0,2 кг. Общий вид прибора иллюстрирует рис. 5.209.

Рассмотрим некоторые примеры практического применения технологий
обработки взрывом в бывшем СССР, странах СНГ и за рубежом [461, 546].

1. Декомпозеры и другая крупногабаритная баковая аппаратура глино-
земного производства. На глиноземных и алюминиевых заводах, перераба-
тывающих сырье способом Байера, технологическое оборудование эксплу-
атируется в контакте с концентрированными растворами щелочей и под-
вержено коррозионному растрескиванию под напряжением. Особенно остро
стоит проблема предотвращения этого вида разрушения декомпозеров
крупногабаритных сварных баков, заполненных раствором алюмината на-
трия с температурой 45... 100 °С и концентрацией щелочи до 350 г/л (в пе-
ресчете на Ка2Од), так как декомпозиция представляет собой весьма метал-
лоемкое оборудование и является наиболее «узким» местом в технологиче-
ском переделе [380, 467].

Современный декомпозер представляет собой сварной цилиндричес-
кий сосуд, изготовленный из низкоуглеродистой стали ВСтЗсп, диаметром
8...12 и высотой до 32...35 м с
толщиной сваренного металла
8...24 мм (рис. 5.210). Особен-
ности этих аппаратов регламен-
тируются специальными «Тех-

Рнс. 5.210. Блок декомпозеров заво-
да «Бирач* (СФРЮ) на стадии его
строительства (1976), где использова-
на обработка взрывом всех сварных
швов и методика неразрушающей ме-
ханической тензометрии остаточных
напряжений
ническими условиями на проектирование, изготовление и приемку в эксп-
луатацию декомпозеров с воздушным перемешиванием» (ТУ 540087—68),
которыми предусматривается обязательное проведение термообработки
всех сварных швов с целью снятия остаточных напряжений. Об объемах
работ можно судить, например, по тому, что в каждом из уникальных по
габаритам декомпозеров объемом 3000 м3 Николаевского глиноземного за-
вода диаметром 12 м насчитывается до 20 кольцевых (в том числе 5 монтаж-
ных и более) и до 150 вертикальных швов. Протяженность сварных швов в
декомпозерах и других баках на указанном заводе, в которых необходимо
было снять остаточные напряжения, превышала 200 тыс. пог. м.

Энергетической основой коррозионного растрескивания металлов в
щелочах служат остаточные напряжения растяжения [378, 379], устранение
которых или снижение до уровня ниже так называемых пороговых являет-
ся радикальной мерой его предотвращения. Для сварных баков главную

опасность представляют сварочные остаточные напряжения растяжения,
наличие которых обусловливает растрескивание швов, приводящее к появ-
лению значительных течей и серьезной опасности крупных аварий. Сня-
тие остаточных напряжений в крупногабаритных металлоконструкциях
термообработкой, в том числе местной или с использованием перемещаю-
щихся нагревательных устройств, — операция весьма трудоемкая, дорого-
стоящая и малопроизводительная [407]. На протяжении более 30 лет обра-
ботка взрывом была успешно использована при строительстве всех новых
и расширении производства действующих алюминиевых и глиноземных
заводов бывшего СССР, Украины, а также в Югославии (рис. 5.211). Эта

технология оказалась, по су-
ществу, безал ьтернативн ы м
способом обеспечения эксп-
луатационной надежности ба-
ковой аппаратуры и техноло-
гических трубопроводов гли-
ноземного производства. До-
статочно сказать, что около
200 декомпозеров и других
резервуаров, сварные швы ко-
торых обработаны взрывом
(более 350 тыс. пог. м швов
в металлоконструкциях общей
массой более 30 тыс. т), работа-

Рис. 5.211. Элементы технологии
обработки взрывом сварных швов
декомпозера:

а — установка заряда на кольцевой
шов в полностью смонтированном де-
ком позере (УАЗ, г. Каменск-Уральс-
кий, Россия); б — вид заряда ВВ на
шве; в — момент взрыва при обработ-
ке взрывом сварных швов монтажного
блока декомпозера (Николаевский гли-
ноземный завод. Украина)
ют без повреждений уже более 30 лет, причем экономический эффект от
замены термообработки на обработку взрывом составил более 22 млн руб.
(уровень цен 1985 г.). По оценкам югославских специалистов, экономиче-
ский эффект от применения обработки взрывом при строительстве глино-
земного завода «Бнрач* превысил 4,5 млн долл. США. При внедрении тех-
нологии обработки взрывом широко использовались обе разработанные
методики неразрушающей тензометрии остаточных напряжений.

2,	Кольцевые швы трубопроводов. Технология обработки взрывом коль-
цевых швов труб может быть успешно применена для повышения устой-
чивости к сульфидному растрескиванию технологических трубопроводов,
транспортирующих природный газ с примесями сероводорода или кон-
денсата. Сварные швы трубопроводов, например, использовавшихся при
строительстве Оренбургского газоконденсатного комплекса (Россия), по-
двергались термообработке: продольные — обшей на заводе-изготовителе,
кольцевые — местной при монтаже трубопроводов (408]. Основное назна-
чение термообработки — снятие сварочных остаточных напряжений, кото-
рое сопровождается некоторой стабилизацией структуры металла в районе
шва. Эта операция весьма трудоемкая и малопроизводительная, в особен-
ности в трассовых условиях.

По данным Миннефтегазстроя СССР, стоимость термообработки од-
ного кольцевого стыка трубопроводов диаметром 168...720 мм на трассе в
условиях Оренбургского газоконденсатного комплекса составляла 25...50
руб. (данные 1980-х годов), причем ее длительность в 4...7 раз превышала
продолжительность монтажно-сварочных работ. Серьезные трудности при
термообработке трубопроводов возникают в связи с проблемами энерго-
обеспечения, дефицитом термического оборудования, необходимостью
тщательного соблюдения режимов нагрева и охлаждения и т.д.

Сульфидная коррозия под напряжением, по мнению многих исследо-
вателей, — явление более сложное и менее изученное, чем растрескивание
металлов в щелочных средах [390, 391]. Отмечается влияние металлургичес-
кого и структурного факторов, химического состава, микронапряжений и тд.
[362, 381, 390]. Положение усугубляется еше и тем, что до настоящего вре-
мени не разработаны достоверные лабораторные методы ускоренных ис-
пытаний крупномасштабных объектов, в том числе сварных труб с остато-
чными напряжениями, на склонность к растрескиванию в сероводородсо-
держащих средах, так что единственным путем оценки действенности того
или иного способа послесварочной обработки сварных швов трубопрово-
дов является их испытание в натурных условиях. Поскольку при этом воз-
можно возникновение лавинообразных разрушений с катастрофическими
последствиями [390], любой заменяющий регламентированную ВСН, СНиП
и другой документацией термообработку метод послесварочной обработки
сварных соединений трубопроводов, транспортирующих неингибирован-
ный газ с примесями влажного сероводорода, подвергается тщательному и
всестороннему исследованию.

Выполненные в ИЭС НАН Украины совместно с ВНИИСТ (Москва),
его Оренбургским филиалом и ВПО «Оренбурггазпром» исследования по-
казали, что обработка взрывом кольцевых соединений труб наружными
Рис. 5.212. Опытный байпас на ОГКК (ст) и расположение заряда ВВ на шве (б)

контактными зарядами ВВ (см. подразд. 5.5.3) создает в районе шва более
благоприятное, чем после термообработки, напряженно-деформированное
состояние металла и распределение электрохимического потенциала [547]
и таким образом препятствует растрескиванию швов в присутствии серо-
водорода. Об эффективности обработки взрывом свидетельствуют также
результаты испытаний опытного байпаса, включенного в обвязку действу-
ющей скважины № 539 Оренбургского газоконденсатного месторождения,
12 сварных стыков которого были подвергнуты обработке взрывом. Об-
щий вид опытного байпаса приведен на рис. 5.212.

Результаты испытаний указанного байпаса послужили основанием для
расширения масштабов опытно-промышленных испытаний технологии
обработки взрывом в условиях Оренбургского газоконденсатного комби-
ната. На его полигоне проведены сравнительные стендовые испытания на-
турных образцов труб из стали контролируемой прокатки класса прочнос-
ти Х46 (Япония) диаметром 720 и толщиной стенки, 17,2 мм, длиной 1,5 м
с кольцевыми швами, подвергнутыми термической и взрывной обработке,
а также в исходном состоянии. Трубные образцы снабжали днищами, по-
лученные емкости заполняли водным раствором, содержавшим хлорид
натрия (5 %, масс, доля) и ледяную уксусную кислоту (0,5 %, масс, доля),
насыщенным серо водороде оде ржашим природным газом Оренбургского
газоконденсатного комбината, и подвергали действию внутреннего давле-
ния 13 МПа (тангенциальные напряжения в трубе достигали 0,6от) в тече-
ние 30 сут. Затем увеличением внутреннего давления образцы доводили до
разрушения. Давление, при котором произошло разрушение, для всех об-
разцов оказалось примерно одинаковым (26,5 МПа), причем оно зарожда-
лось в основном металле. Примечательно, что подвергнутый обработке
взрывом шов не разрушился: трешина «увязла» в зоне обработки. Это ука-
зывает на то, что обработка взрывом по эффективности предупреждения
сероводородного растрескивания, по меньшей мере, не уступает традици-
онной термообработке по режиму высокого отпуска.

Высокая производительность и экономичность технологии обработки
взрывом дают возможность использовать ее не только для замены термо-
обработки, но и для снижения остаточных напряжений в кольцевых швах на
Рис. 5.213. Обработка взры-
вом кольцевых швов газопро-
вода Таас—Тумус—Якутск:
а — контроль параметров за-
ряда на шве перед взрывом,-
б — момент взрыва заряда

отремонтированных или на наиболее ответственных участках газопрово-
дов, а также на газопроводах, прокладываемых в сложных природно-кли-
матических условиях.

Деформирование газопроводов, происходящее в результате значитель-
ного перепада температур в течение года и оседания грунта в болотистых и
песчаных местах, вызывает образование локальных перенапряжений участ-
ков стенки трубы. Напряженное состояние усугубляется наличием сварных
швов с высоким уровнем остаточных напряжений, в особенности ремонт-
ных и кольцевых монтажных швов. Вместе с тем каждая произошедшая
авария сопряжена с отключением потребителей от источника тепла и эне-
ргии. Снижение остаточных напряжений — один из основных способов
улучшения работоспособности сварных соединений (рис. 5.213).

Кратковременное интенсивное воздействие взрыва на металл трубы
приводит к образованию комплекса новых его свойств, характерных толь-
ко для данного вида обработки. Появляется возможность не только сущес-
твенно уменьшить максимальные остаточные напряжения растяжения в
сварном шве, но и полностью снимать их или, при необходимости, наво-
дить в определенных зонах остаточные напряжения сжатия, благоприят-
ные с точки зрения несущей способности соединений (см. рис. 5.213). Со-
здаваемые обработкой взрывом в поверхностных слоях трубы зоны упроч-
нения и локальные поля остаточных напряжений сжатия, изменение тон-
кой структуры металла, выражающееся в резком увеличении количества
дислокаций, двойников и других дефектов кристаллической решетки метал-
ла, вызывают повышение сопротивляемости сварных соединений местным
пластическим деформациям при сохранении общего уровня пластичности.
В результате обеспечивается существенное замедление или предотвраще-
ние зарождения и развития хрупких трещин в местах геометрических и
технологических концентраторов напряжений, повышается сопротивляе-
мость хрупким разрушениям при низких температурах с сохранением на
исходном уровне, а скорее всего, со значительным снижением критичес-
кой температуры хрупкости. Существенное преимущество технологии за-
ключается в отсутствии необходимости использования какого-либо обору-
дования, электроэнергии, специального транспорта. Простота технологии
дает возможность применять ее в любых трассовых условиях, в том числе
на труднопроходимых участках.
Рис. 5.214. Общий вид радиоте-
лескопа (а) и процесс монтажа
зарядов ВВ на сварные швы его
поворотной рамы (б)

3.	Опорная рама радио-
телескопа диаметром 70 м
представляет собой ряд свар-
ных элементов коробчатой
формы, изготовленных из

стали 09Г2С. Длина каждого элемента — около 10 м. Проведение предусмот-

ренной проектом термообработки в целях обеспечения размерной стабиль-
ности оказалось невозможным. Кроме того, к данной конструкции предъ-
являлись высокие требования по обеспечению выносливости в многоцик-
ловой области под действием циклической ветровой нагрузки. Обработку
взрывом проводили как в целях обеспечения размерной стабильности (за
счет снятия остаточных напряжений), так и для повышения усталостной

долговечности путем наведения в зонах концентраторов остаточных на-
пряжений сжатия. В результате обработки остаточные напряжения были
снижены до заданного уровня 40...60 МПа, а в местах концентраторов на-
пряжений наведены остаточные напряжения сжатия, достигавшие 450
МПа (рис. 5.214).

4.	Строительно-дорожные машины. Проблема хрупких разрушений ве-
сьма актуальна для машин и строительных конструкций. Анализ причин
выхода из строя металлоконструкций указывает на то, что разрушения в
подавляющем большинстве случаев зарождаются в местах геометрических
концентраторов напряжений и технологических дефектов сварных соеди-
нений под действием приложенных растягивающих усилий и сварочных
остаточных напряжений.

Обработка взрывом этих зон служит эффективным средством предупреж-
дения подобных разрушений (рис. 5.215) [419, 548]. Поскольку обработка
взрывом — это локальный процесс, ее эффективность зависит от правиль-
ного выбора сварных узлов и их элементов, от которых зависит надежная
работа конструкции в целом. Решение этой задачи может быть облегчено
путем обработки статистических данных о частоте и характере разрушений

Рнс. 5.215. Стрела шагающего экскавато-
ра ЭШГ 6/60, обработанная взрывом

конструкций и анализа напряженно-
го состояния отдельных элементов, на
основании которых могут быть обос-
нованно назначены схемы и режимы
обработки взрывом. Опытно-про-
мышленная проверка применения
локальной обработки взрывом (начало
1980-х годов) для повышения сопро-
тивляемости сварных узлов хрупким
разрушениям проведена совместно с
Институтом физико-технических проб-
лем Севера Якутского филиала Сибир-
ского отделения АН СССР в Управ-
Рис. 5.216. Обработка взрывом сварных соединений
ободьев колес (о) и рамы шасси (б) большегрузных
самосвалов БелАЗ

лении механизации «Якут-
автодор» [419, 446, 461]. Об-
работке взрывом подвергнуты
сварные соединения толка-
ющих брусьев бульдозеров
Д-572 и Д-687 на основании
выполненного обследования
характерных мест зарожде-
ния и развития трещин раз-
рушен ия. После обработки

взрывом брусья были установлены на бульдозеры для эксплуатационных
испытаний. Разрушений этих брусьев при работе бульдозеров в наиболее
холодный период года не наблюдалось.

5.	Ободья колес н рамы большегрузных самосвалов БелАЗ-752П. Высо-
кий уровень эксплуатационных и остаточных напряжений, а также суро-
вые климатические условия, при которых эксплуатировались больше/руз-
ные самосвалы БелАЗ-75211 грузоподъемностью до 180 т, значительно со-
кращают ресурс работы ободьев колес и рамной конструкции шасси.

Снижение остаточных напряжений в зонах геометрических концент-
раторов напряжений сварных кольцевых швов ободьев колес позволяет
значительно повысить их долговечность и надежность. В 1987—1988 гг. об-
работке взрывом подвергалась крупная партия (сотни штук) ободьев ко-
лес. Все технологические операции по обработке взрывом производили в
условиях действующего кузнечного производства на открытой площадке
(рис. 5.216). На основании лабораторных испытаний показано, что обра-
ботка взрывом ободьев колес большегрузных самосвалов, работающих в

режиме многоциклового нагружения, позволяет повысить их долговеч-
ность в 4...6 раз [550].

Одним из наиболее интересных объектов для обработки взрывом с це-
лью повышения усталостных свойств сварных соединений являются рамы
большегрузных самосвалов БелАЗ. Большие габариты конструкции, стес-
ненность доступа, многообразие различных конструктивных элементов и
большая толщина сваренных деталей делают обработку взрывом перспек-
тивной технологией повышения их несущей способности и долговечности.

6.	Штамповые стали. Износостойкость штамповых хромистых сталей
может быть заметно повышена путем замены сложной многоступенчатой
термообработки и продолжительного азотирования взрывотермической об-
работкой (подразд. 5.11). Нагружение стали взрывом вызывает пластичес-
кую деформацию кристаллической решетки путем двойникования и мно-
жественного скольжения. При последующем нагреве металла выше темпе-
ратуры на образовавшихся дефектах структуры зарождаются и растут
зерна аустенита, что приводит при последующем охлаждении к резкому
измельчению микроструктуры металла. Это приводит не только к повыше-
нию примерно в 3 раза износостойкости, но и позволяет сместить диапа-
зон оптимальных режимов штамповки в область более низких температур
(680...620 °С после взрывотермической обработки) [535]. Данная техноло-
гия может быть использована для упрочнения штампов, матриц и других
изделий, подвергающихся истиранию при повышенных температурах.

7.	Сварные соединения технического титана ВТ-1-0. В некоторых свар-
ных изделиях из технического титана требуется идентичная структура ме-
талла во всех зонах соединений. Инициируемая взрывным нагружением
пластическая деформация, как оказывается, наиболее интенсивно проте-
кает в зоне крупного зерна (шов и ЗТВ). Последующая термообработка
обеспечивает полную рекристаллизацию в этой зоне, приводя к резкому
измельчению зерен, а следовательно, выравниванию их размеров в соеди-
нении в целом и стабилизации его физико-механических и служебных
свойств [535].

Л Коррозионно-стойкая сталь. Одним из типичных объектов приме-
нения обработки взрывом и азрывотермической обработки являются изде-
лия из аустенитных коррозионно-стойких сталей, обладающие высокой
чувствительностью к взрывному упрочнению. Так, например, при поверх-
ностном упрочнении стали 0Х18Н10Т с исходной твердостью ИКС 10... 12
в режиме скользящей детонации слоя ВВ с давлением в детонационной
волне около 20 ГПа в металле на глубине, равной примерно толщине слоя
ВВ, достигается твердость ИКС 28...31, По данным исследования [551],
механические свойства стали 1Х18Н10Т с ростом давления в волне нагру-
жения повышаются, по крайней мере, до давления 40 ГПа и достигнутое
упрочнение частично сохраняется при испытании в диапазоне температур
600...800 °С. Выполнено исследование возможности измельчения зерна в
стали 0Х18Н12Т методом взрывотермической обработки применительно к
предотвращению хрупкого растрескивания в ОШЗ при сварке кольцевых
швов труб паропроводов диаметром 560 и шириной стенки 32 мм [552].
Трещины обычно появляются в трубах с крупнозернистой структурой
(балл зерна до 0). Известно, что в аустенитных сталях в интервале темпе-
ратур 550... 1050 °С происходит снижение кратковременной пластичности,
наиболее заметное для крупнозернистого материала. Для получения качес-
твенного сварного соединения балл зерна должен быть не более 3...4 [462].

Образцы размером 110x60 x 30 мм, вырезанные из труб паропрово-
дов, обрабатывали скользящими детонационными волнами с давлениями
12, 15 и 16,5 ГПа. После взрывного нагружения их подвергали термообра-
ботке (одно- и двукратной) по режиму: нагрев в печи до 850... 1050 °С, вы-
держка при заданной температуре в течение 1...3 ч, охлаждение на воздухе,
повторный нагрев до 1100 °С. Металлографические исследования показали
отсутствие каких-либо изменений в форме и размере зерен после обработ-
ки взрывом. Как и в исходном состоянии, образцы имели крупное зерно
1...3 балла. Влияние обработки взрывом проявилось в образовании густой
сетки полос скольжения и двойников. После термообработки балл зерна
повышается до 4...7, причем наибольший эффект можно получить при
двукратной термообработке образцов, нагруженных волной с давлением
16,5 ГПа.

9.	Пролетные строения железнодорожных мостов. Для таких конструк-
ций весьма актуальна разработка мер, обеспечивающих повышение их
несущей способности при циклических нагружениях. На одном из моего-
Рис. 5.217. Монтаж зарядов ВВ на сварные швы
пролетной конструкции железнодорожного моста в
цехе завода-изготовителя (о) и вид заряда ВВ на
сварном шве приварки косынки (б).

вых заводов Минтрансстроя
СССР была произведена об-
работка взрывом сварных
соединений с высокой кон-
центрацией напряжений при
изготовлении эксперимен-
тального пролетного строе-
ния железнодорожного мос-
та длиной 23 м. Такая обра-
ботка, как было показано вы-
ше, способна повысить при-
мерно на порядок цикличес-
кую долговечность сварных

узлов, не сказываясь отрицательно на их сопротивляемости хрупким раз-
рушениям при низких температурах. Обработка взрывом проводилась в
цеховых условиях (рис. 5.217). Пролетное строение испытано (1991) на экс-
периментальном кольце Центрального научно-исследовательского институ-
та Министерства путей сообщения СССР с положительными результатами.

10.	Водоводы гидроаккумулирующей электростанции (ГАЭС). На Ташлык-
ской ГАЭС водовод, представляющий собой трубопровод диаметром 6 м с
толщиной стенки 20 мм, соединяется с «улиткой» генератора замыкающим
стыком, отличающимся из-за сложных условий монтажа большим объе-
мом наплавленного металла (ширина шва достигала 50 мм).

Высокие требования к точности взаимного расположения генератора и
«улитки» не допускали возможности релаксации сварочных остаточных
напряжений в процессе эксплуатации ГАЭС. Снятие остаточных напряже-
ний было проведено путем обработки взрывом замыкающих сварных швов
в процессе строительства ГАЭС (рис. 5.218). Работы по снятию (снижены
в 5...8 раз) и измерению остаточных напряжений выполнены бригадой из
3 человек, причем время на один стык составило около 4 ч.

11.	Корпус МГД-генератора. В Производственном объединении
«Атоммаш» в 1989 г. в цеховых условиях выполнена обработка взрывом
сварных соединений при изготовлении корпуса МГД-генератора для обес-
печения размерной стабильности конструкции (рис. 5.219).

Рис. 5.218. Строительно-монтажная зона Ташлыкской ГАЭС (а) и
подлежащая обработке взрывом «улитка» водовода (б)
12.	* Угловатость» замыкающих швов рулониро-
ванных сосудов. Технология обработки взрывом ис-
пользовалась в 1989—1993 гг. для устранения угло-
ватости монтажных стыков резервуаров, изготов-
ленных из рулонированных полотнищ, в том числе
резервуара № 1 объемом 10 тыс. м3 Тутаевского мо-
торного завода (Ярославская обл., Россия), резер-
вуара № 11 объемом 20 тыс. м3 на ТЭЦ-2 (г. Грод-
но, Белоруссия), двух резервуаров объемом по
10 тыс. м3 на КРЭС-2 треста «Краснодартеплосеть»
(г. Краснодар, Россия) и резервуара объемом 10 тыс. м3
на АркалыкскоЙ ТЭЦ (Тургайская обл., Казахстан),
а также двух резервуаров объемом 10 и 50 тыс. м3
на Кременчугском нефтеперерабатывающем заводе
(г. Кременчуг, Украина).

Объем практических работ при реализации
данной технологии включает в себя разработку

Рис. 5.219. Общий вид
корпуса МГД-генератора
(ПО «Атоммаш»)

нормативной и раз-

решительной документации, а также проекта производства взрывных ра-
бот, измерение распределения угловатости по высоте сварного стыка, рас-

чет режимов взрывного нагружения и непосредственное производство
взрывных работ.

Нормативную и разрешительную документацию готовят в соответст-
вии с «Едиными правилами безопасности при взрывных работах» [291] и
различными инструкциями по безопасному проведению взрывных работ, а
также общегосударственными и региональными правовыми актами. Со-
гласованный с региональными контролирующими органами проект произ-
водства взрывных работ дает право организациям выполнять указанные
работы в данной местности. Замер распределения угловатости по высоте
стыка можно производить с помощью механического прогибомера с ша-
гом 250...300 мм. Как правило, измерения выполняют на базе 500 мм с на-
ружной стороны резервуара.

Значения угловатости, толщина поясов и механические свойства мате-
риала являются основой для расчета режимов взрывного нагружения, ко-
торый производят с помощью специальной прикладной программы для
персонального компьютера. Результатом расчетов является технологичес-
кая схема изготовления зарядов ВВ, определяющая навеску ВВ (т.е. коли-
чество шнуров ДША-12) по координате высоты сварного стыка. В даль-
нейшем этот документ может быть включен в техническую документацию
на резервуар как свидетельство о факте и режимах обработки взрывом
сварных соединений.

Реальное количество ВВ, необходимое для исправления угловатости
по всей высоте стыка, как правило, несколько превышает допустимые нор-
мы для инициирования ВВ на открытом воздухе. Поэтому для предупреж-
дения негативного воздействия УВ на окружающую среду масса иниции-
руемого заряда может быть снижена, например, в 2 раза путем поэтапного
исправления угловатости по поясам: 1 этап — 7... 12 поясов; П этап — 1...6

поясов за один подрыв.

44 — 5-1832
Рис. 5.220. Применение обработки взрывом для устранения «угловатости» монтажного
шва рулонированного резервуара:

а — панорама резервуарного парка; б — сварной шов, подлежащий обработке взрывом; б — изго-
товление заряда ВВ на нулевой отметке; г — установка заряда ВВ на сварной шов; 3 — заполнение
«рукава» пеной; е — момент взрыва зарядов ВВ

Изготовление линейных зарядов в виде жгутов производится на нуле-
вой отметке. Затем с помощью клеящих веществ их монтируют на стенку
резервуара; для монтажа с внешней стороны стенки обычно используют
автомобильный гидроподъемник типа АГП-18, а с внутренней стороны —
строительные леса, приставные лестницы или монтажные лебедки. Подвод
детонации к зарядам ВВ с наружной и внутренней стороны резервуара
осуществляют строго одновременно, используя технологические люки на
нулевой отметке. После осуществления необходимых мероприятий по обе-
спечению безопасности и подачи предупредительных сигналов производят
инициирование зарядов ВВ. Эффективность исправления угловатости оце-
нивают путем непосредственных измерений механическим прогибомером.
На рис. 5.220 представлены фрагменты технологии изготовления и монта-
жа зарядов ВВ. Опыт проведения взрывных работ показал, что методика
расчета режимов взрывного нагружения обеспечивает достаточно надеж-
ное исправление угловатости монтажных стыков на базе 500 мм. Погреш-
ность прогноза не превышает в среднем 2 мм, что удовлетворяет приемоч-
ным требованиям. Разработанные схемы взрывного нагружения позволяют
решать поставленную задачу и при ступенчатом изменении толщины по-
ясов и изменении знака угловатости по высоте стыка. Вместе с тем комби-
нированные схемы обработки взрывом при двух- или трехкратном взрыв-
ном воздействии позволяют исправлять отклонения от геометрической
формы с развитой площадью дефекта — так называемые завалы, хлопуны,
различного типа вмятины и т.д. При этом обработку взрывом осуществля-
ют последовательно по зонам от краев к центру дефекта.

Отдельно следует отметить, что при инициировании зарядов ВВ в зоне
стыка образуется так называемая стоячая волна, которая геометрически
повторяет профиль упругодеформированного металла при взрывном на-
гружении стыка и распространяется с конечной скоростью по окружности
цилиндрической стенки резервуара в виде гофра, ориентированного вдоль
образующей. Время упругих колебаний составляет 3...5 с, что в ряде случа-
ев оказывается достаточным для улучшения внешней формы резервуара в
результате пластической стабилизации стенки путем исправления отдель-
ных хлопунов и завалов, образующихся на поверхности рулонированного
полотнища. Кроме того, своеобразная вибрационная обработка резервуара
в результате многократного упругого деформирования в зоне стоячей вол-
ны приводит к снижению сварочных остаточных напряжений в сварных
стыках и монтажных приварках, что в целом повышает надежность и
стойкость к коррозии, а также облегчает визуальный контроль качества
сварных швов за счет выявления поверхностных дефектов трешиноподоб-
ного типа.

Разработанные технологические схемы предоставляют возможность уст-
ранять хлопуны днища резервуара. При этом практически не устанавлива-
ются ограничения по площади подлежащего исправлению дефекта, а в си-
лу того, что заряд определяют по одному параметру — высоте хлопуна —
нет необходимости прибегать к вычислительной технике. Для назначения
режимов обработки взрывом достаточно воспользоваться предварительно
составленными номограммами.

Производительность технологии устранения угловатости монтажных
стыков, как показывает практика, составляет для бригады из 6 человек —
два 18-метровых стыка в смену. При этом нет необходимости в использо-
вании специальной оснастки и оборудования, а сама технология хорошо
вписывается в процесс монтажа резервуаров.

Технологию обработки взрывом следует считать особо эффективной
для повышения несущей способности и надежности листовых металлокон-
струкций ответственного назначения, которые эксплуатируются в режиме
повышенных циклических нагрузок, в условиях коррозионно-активных
сред и т.д., а также в случаях, когда существует производственная необхо-
димость повышения регламентированного уровня налива продукта в эксп-
луатируемых резервуарах. В этих случаях использование технологии обра-
ботки взрывом решает задачу не исправления брака монтажа, а повыше-
ния рабочего ресурса при ужесточении требований к допустимым откло-
нениям от проектной геометрической формы.
ЭКОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ОБРАБОТКИ
МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ

6.1.	ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ

Взрыв конденсированных ВВ сопровождается образова-
нием в окружающей среде воздушных У В, разлетом ПД
и, возможно, осколков. Традиционным решением вопро-
сов, связанных с обеспечением безопасности при приме-
нении конденсированных ВВ в технологических процес-
сах металлообработки взрывом, является использование
для локализации действия взрыва специальных взрывных
камер или проведение взрывных работ на открытых по-
лигонах, удаленных на значительное расстояние от насе-
ленных пунктов, жилых и промышленных объектов. Вме-
сте с тем с каждым годом возрастает объем работ по ме-
таллообработке взрывом, которые необходимо проводить
непосредственно в цехах, в населенной местности, на
строительно-монтажных площадках, в трассовых услови-
ях и т.п.

Повышение требований к экологической безопаснос-
ти технологий металлообработки взрывом с одновремен-
ным расширением сферы ее применения (цехи, населенные
пункты, подводные условия) ставит в ряд актуальных за-
дач разработку методов прогнозирования воздействия воз-
душных УВ на человека, ихтиофауну, окружающую сре-
ду, жилые постройки, производственные металлоконст-
рукции и сооружения. Этой проблеме с каждым годом
уделяется все большее внимание, особенно в западных
странах. Зачастую именно требования экологической без-
опасности применения энергии взрыва для сварки, резки
и обработки сварных соединений металлоконструкций
ограничивают масштабы промышленного использования
этих высокоэффективных технологий.

В отечественной практике проведение взрывных ра-
бот регламентируется «Едиными правилами безопасности
при взрывных работах» (далее — «Единые правила...»)
[291]. Эти правила обобщают многолетний опыт ведения
взрывных работ на карьерах, стройплощадках и специаль-
но оборудованных полигонах. Обычно для проведения
взрывных работ в таких условиях требования безопасности по воздейст-
вию воздушных УВ сводятся к тому, чтобы при взрыве не повреждалось
остекление окружающих зданий и сооружений. При проведении взрыв-
ных работ в черте города, цехах и т.п. «Единые правила...» и другие по-
добные руководства и рекомендации должны быть дополнены ограниче-
ниями, основанными на общепринятых допустимых нормах по уровню
шума от «невзрывных» импульсных источников энергии, по химическому
загрязнению атмосферы и т.п. Иными словами, при обеспечении эколо-
гической безопасности взрывных работ предельно допустимые уровни
воздействия воздушных УВ на объект должны выбираться по критерию
приемлемого риска, который, в частности, может быть определен путем
сравнения с риском от воздействия аналогичных природных факторов
или других видов импульсных источников энергии, применяемых на
практике [553].

Ограничения, накладываемые на применение энергии взрыва в подоб-
ных условиях, связаны прежде всего с сопутствующими взрыву воздуш-
ными УВ, являющимися с точки зрения экологической безопасности фи-
зическим загрязнением окружающей среды [554]. Одним из наиболее чув-
ствительных к ударно-волновому воздействию объектов являются человек
и остекление зданий. Даже квазиакустические воздушные УВ с избыточ-
ным давлением на фронте в несколько килопаскалей приводят к разруше-
нию остекления зданий и нарушению нормального функционирования
органов слуха человека. Как показывает накопленный опыт ведения взры-
вных работ, поражаемость этих объектов воздушными УВ носит вероятно-
стный характер.

Вероятность поражения зависит как от индивидуальных характеристик
объекта, так и от неконтролируемых на практике факторов (угол падения
воздушных УВ на объект, способ закрепления стекол в оконных рамах и
т.п.), влияющих на параметры ударно-волнового воздействия и на воспри-
имчивость объектов к нагрузке в конкретных условиях проведения взрыв-
ных работ.

Поскольку практически любое воздействие даже слабых воздушных
УВ связано с вероятностью появления нежелательных эффектов, основ-
ным принципом безопасности взрывных работ является создание таких
условий использования энергии взрыва, при которых не достигался бы
порог возникновения нестохастических эффектов, обусловленных воздуш-
ными УВ, а уровень ударно-волнового воздействия был бы настолько низ-
ким, насколько это разумно и достижимо с учетом экономических и соци-
альных факторов.

Перспективным направлением, связанным с решением задач локали-
зации побочного действия взрыва и получившим развитие в ИЭС НАН
Украины, является использование в качестве средств защиты от воздуш-
ных УВ двухфазных сред. При взрыве в двухфазных средах, имеющих раз-
витую поверхность раздела между конденсированной и газовой фазами,
значительная часть энергии, выделяющейся при взрыве, расходуется на
нагрев конденсированной фазы, не вносящий вклад в давление. Это обес-
Относительное расстояние от центра заряда, м/кг1/3

Рис. 6.1. Эволюция удар-
ной волны, генерирован-
ной взрывом 1 кг тро-
тила, в воздухе и в пене

печивает увеличение диссипативных потерь в среде по сравнению с газом
и приводит к резкому снижению параметров воздушных УВ (рис. 6.1).

При локализации действия взрыва накладных зарядов ВВ в воздухе и
под водой на практике обычно используются различные газосодержащие
среды. К ним, прежде всего, следует отнести газожидкостные и полиурета-
новые пены, пузырьковые среды, распылы, пористые теплоизоляционные
материалы. При ведении взрывных работ в атмосфере газожидкостные пе-
ны обладают рядом преимуществ по сравнению с остальными двухфазны-
ми средами. В первую очередь, это связано с высокой эффективностью за-
тухания воздушных УВ при взрыве в пенах и простотой их получения с
помощью серийно изготовляемых пеногенераторов, широко используемых
в технике пожаротушения. Для получения пены используются выпускае-
мые промышленностью пенообразователи. При .3,,.5%-й объемной концент-
рации в воде пенообразователя стойкость пены, определяемая по времени
истечения из ячеек пены -50 % жидкости, составляет от нескольких минут
до получаса и зависит от концентрации жидкости в пене, типа поверхнос-
тно-активных веществ и структуры пены. Это обстоятельство накладывает
ограничения на допустимый интервал времени между созданием пенной
защиты и инициированием заряда ВВ. При использовании пенообразова-
телей типа ПО-6 этот интервал не должен превышать 3...5 мин. К числу
преимуществ использования газожидкостных пен следует также отнести их
способность поглощать ПД, снижать концентрацию оксидов азота и дру-
гих токсичных газов при ведении взрывных работ, в частности, в цеховых
условиях.

При необходимости снижения параметров воздушных У В от зарядов,
расположенных не на горизонтальных поверхностях, удобно использовать
полимерные пены и другие пористые материалы. Эти средства демпфиро-
вания воздушных УВ относительно просто укрепляются на различных по-
верхностях. Например, при гашении воздушных УВ от ДШ для крепления
защиты может использоваться обычная клеящая лента. Преимущества та-
ких пористых средств в полной мере проявляются при ведении взрывных
работ на труднодоступных объектах, например при снятии остаточных на-
пряжений в сварных швах металлоконструкций.
В качестве защитной среды можно также использовать водные распы-
лы, которые, как и пены, наряду со снижением параметров воздушных УВ
поглощают ПД. Использование форсунок для распыления воды позволяет
достаточно просто создать завесу около зарядов ВВ, расположенных на
любой поверхности, однако из-за низкой массовой концентрации жидкос-
ти в распылах они имеют относительно невысокую удельную эффектив-
ность гашения воздушных УВ на единицу объема применяемой для лока-
лизации действия взрыва газосодержащей среды. Вследствие этого для по-
лучения заданной степени гашения воздушных УВ необходимо создавать
завесы значительно больших размеров, чем при использовании средств за-
щиты на основе газожидкостных пен или пористых материалов.

Современные представления о параметрах воздушных УВ при взрыве
зарядов конденсированных ВВ, закономерностях их распространения и
взаимодействия с объектами различной природы достаточно подробно из-
ложены в недавно опубликованной книге [288], в которой рассмотрены
вопросы трансформации взрывных волн разными конструкциями и среда-
ми. В частности, авторами проанализированы способы снижения взрыв-
ных нагрузок за счет размещения их источников в разнообразных взрыво-
защитных оболочках и средах: рассмотрены перфорированные перегород-
ки, гранулированные среды, жесткие сплошные оболочки, пористые экра-
ны, газожидкостные среды, причем изложение материала базируется на
анализе результатов исследований, выполненных в 1970—1990-е годы уче-
ными ИЭС НАН Украины, Института химической физики им. Н.Н.Семе-
нова АН СССР, Института гидродинамики им. М.А. Лаврентьева АН
СССР, НПО Специальных материалов.

В заключение отметим, что в настоящее время в ИЭС НАН Украины
для ряда технологий разработаны мобильные средства защиты на основе
двухфазных сред, что позволило расширить область применения металлооб-
работки взрывом и обеспечить экологическую чистоту технологических
процессов.

6.2.	ВОЗДУШНЫЕ УДАРНЫЕ ВОЛНЫ
ПРИ МЕТАЛЛООБРАБОТКЕ ВЗРЫВОМ

Принципиальным является анализ вопроса о корреляции
перепада давлений, действующих на человека, о давлении квазиакустических
УВ, с одной стороны, и выделяющейся при взрыве энергией — с другой. Ре-
шение этого вопроса позволяет достаточно обоснованно определять безопас-
ное расстояние при ведении взрывных технологических работ с учетом коли-
чества выделяющейся энергии. Такой анализ дает также возможность сфор-
мулировать основные технические требования к защитным устройствам, ко-
торые могут понадобиться в случае необходимости уменьшения безопасного
расстояния.

Из теории распространения УВ в однородных средах, подтвержденной
практическими измерениями [288, 336], известно, что на стадии сформи-
ровавшейся УВ практически вся выделяющаяся энергия находится в вол-
не, причем эта энергия однозначно определяет перепад давления на фрон-
те волны. Однако имеющее место отклонение теоретических (расчетных)
значений давления квазиакустических УВ [441, 563] от экспериментальных
данных [336], полученных при взрыве заряда ВВ на горизонтальной поверх-
ности, делает правомерной постановку двух вопросов: 1) не требуется ли
уточнить определение понятия энергия взрыва; 2) играет ли определенную
роль расположение заряда. В связи с этим были проведены эксперименты
с целью определения параметров квазиакустических УВ в диапазоне
110... 155 дБ от зарядов ВВ, расположенных на горизонтальной поверхнос-
ти, и от заряда, подвешенного на высоте 4 м. Полученные результаты срав-
нивались с расчетными данными.

Уровень давления измерялся интегрирующим прецизионным шумоме-
ром класса / (импульс) модели 2230 фирмы «Брюль и Кьер» (Дания) в ре-
жимах частотно-временных характеристик «пик — линия» (Р, /) и «Л —
импульс» (А, 1). Напомним, что измерения в режиме А, I рекомендованы
ГОСТ 12.1.003—83 при определении шумового воздействия на органы слу-
ха человека, поскольку в этом режиме регистрируется уровень звука на
частотах, воспринимаемых человеком.

Расчетные значения пикового давления УВ в зависимости от приве-
-1

денного расстояния К =	, где г — расстояние; Ей — выделяющаяся

энергия; V — параметр симметрии, равный единице при плоской симмет-
рии, двум — при цилиндрической, трем — при сферической, вычислялись
по формулам [561]

Др = 2р0[1 + (1 + 2ц)05][ц(у +1)]"1; V = 1, ц — любое число;

Др = 2ур0|^(у +1>71 + 2у(3,7)0,75 -1]| ; V = 2, ц < 50;

Др = 4у/>0 (Г(у + 1)71 + 7,4нм‘(1п0,27над+1) -1

; V = 3, ц > 50,

где ц = х^; г = Е*\ Ео = д(? (масса ВВ в кг); д = 5,4 МДж/кг; о = 2п(у - 1) +
+(у - 2)(у - 3); х = вРоМу + !)[! + еоросо-1(2 - у)(у + I)’’]}'1 • Здесь у — пока-
затель адиабаты среды, для воздуха — у = 1,4, р0— атмосферное давление;
(еоро — плотность внутренней энергии смеси); со — объемная плотность
источника энергии.

Формулы устанавливают явную физическую взаимосвязь между пара-
метрами УВ, характеристиками источника (заряда ВВ) и термодинамичес-
кими свойствами газоподобной среды при взрыве. Они позволяют опреде-
лять параметры УВ на стадии их самостоятельного существования как в
воздухе, так и в самых различных газосодержащих средах (газовзвесях, пе-
нах, пузырьковых средах), используемых для гашения УВ.

Например, на рис. 6.2 приведена расчетная кривая (7) зависимости
давления на фронте УВ от приведенного расстояния К* = Экспе-
риментальные точки (на рисунке не показаны), соответствующие взрыву
подвешенного заряда, лежат вблизи этой кривой. На давление квазиакус-
Рис. 6.2. Давление квазиакустических воздушных
УВ в зависимости от приведенного расстояния:

/ — заряд В В на высотё 4 м, режим измерения Р, /; 2 —
то же, режим измерения А, I, 3 — заряд В В на горизон*
тальной поверхности, режим измерения Рг I

тических УВ влияет много факторов метео-
рологического характера (температура и
влажность воздуха, атмосферное давление,
направление и сила ветра), а также распо-
ложение окружающих объектов. Как видно
из рисунка, значения давления на фикси-
рованном приведенном расстоянии могут
отличаться в 2 раза. Сведения о влиянии
некоторых из этих факторов на параметры
УВ можно найти в работах [288, 336].

Специально проводились измерения с
целью определения разброса значений па-

гф, м/кг

раметров, обусловленного расположением объектов, находящихся в райо-

не взрыва. Выбирали пять точек, находившихся в различных направлени-
ях, но на одинаковом расстоянии от заряда. В этой серии экспериментов
разброс от точки к точке изменялся в пределах 6 дБ (двукратно по давле-
нию). В то же время повторяемость экспериментальных значений параме-
тров УВ в конкретной точке составляла 0,3 дБ. Хорошая воспроизводи-

мость результатов указывает на возможность предварительного расчета
давления от требуемого заряда на основе измерения давления от заряда
намного меньшего. В таком расчете будет учтена реальная геометрия рас-
хождения УВ, а также влияние определенных метеорологических условий.
Следовательно, по одной опорной точке легко с приемлемой точностью
предсказать степень воздействия импульсных источников энергии на лю-
дей и различные объекты как в цеховых условиях, так и на открытых

площадках.

Хорошее совпадение расчетных данных с экспериментально измерен-
ным давлением квазиакустических УВ от подвешенного сферического за-
ряда в режиме Р, I указывает, с одной стороны, на достаточно хорошее
соответствие между энергией конденсированного ВВ (справочные данные)
и энергией, выделяющейся при взрыве, и, с другой стороны, на возмож-
ность использования импульсных шумомеров для определения давления
квазиакустических УВ до 155 дБ (~1 кПа).

В то же время наблюдается различие между экспериментальными дан-
ными, полученными при измерении давления, от подвешенного и распо-
ложенного на поверхности заряда (см. рис. 6.2, кривая 3). Поверхность
местности сказывается как на газодинамическом течении (т.е. соответст-
венно изменяются параметры УВ), так и на плотности выделяющейся
энергии, которая увеличивается за счет отражения от поверхности. Первое
обстоятельство приводит к понижению давления, а второе — к его повы-
шению. Приведенные экспериментальные данные свидетельствуют о том,
что понижение давления у поверхности не является результатом рассредо-
точенности заряда, а связано с особенностями газодинамического течения
у поверхности.

В настоящее время влияние свойств поверхности местности (жесткос-
ти, запыленности, растительного покрова и т.п.) на параметры У В, как
правило, не изучается. Теоретически учесть все эти факторы не представ-
ляется возможным. Однако, используя опорную точку, можно рассчиты-
вать параметры УВ с достаточной точностью.

Важной характеристикой УВ, как уже отмечалось, служит уровень дав-
лений в диапазоне частот, воспринимаемых человеком. Такую характери-
стику позволяет измерять шумомер в режиме А, I. На рис. 6.2 кривой 2
представлены перепады давления, измеренные в режиме А, I. Они ниже,
чем реальная физическая величина (режим измерения Р, 1). Это связано с
тем, что в спектре частот реальной УВ присутствует значительное количе-
ство высокочастотных гармоник, не слышимых человеком. Исключая эту
часть спектра, определяем, что уровень звуковых давлений, воспринимае-
мых человеком, приблизительно на 24...29 дБ (в 20...30 раз) ниже реаль-
ного пикового давления в квазиакустической УВ с давлением порядка 140
дБ (Р, 1) при использовании навесок В В до 5 кг. При этом, согласно
ГОСТ 12.1.003—83 (Шум. Общие требования безопасности), давление в
режиме А, /не должно превышать 125 дБ.

Исходя из этого значения давления и используя данные, приведенные
на рис. 6.2, можно установить взаимосвязь безопасного расстояния с энер-
гией взрыва, а именно: г= 80С1,5 (м). Здесь величина (2 выражена в килог-
раммах тротилового эквивалента. Указанные безопасные расстояния выб-
раны в соответствии с принятыми санитарно-гигиеническими нормами,
регламентирующими воздействие импульсных шумов на человека и жилые
постройки. Такие регламентирующие требования применимы для взрывов
на гражданских объектах в черте города. Отметим, что согласно действу-
ющим нормам [291] безопасное расстояние устанавливается из соотноше-
ния г= 150*5. Пиковое давление УВ на таком расстоянии составляет
р = 5,8 кПа, т.е. р = 169 дБ (Р, I). Такое безопасное расстояние устанавли-
вается на специальных участках, полигонах, в карьерах и неприменимо на
гражданских объектах.

Проведенные исследования позволяют научно обоснованно выбирать
допустимые навески зарядов ВВ и устанавливать безопасное расстояние
при проведении технологических взрывных работ в черте города. Особен-
но важен этот вопрос при проведении взрывных работ в цеховых условиях
с применением прогрессивных технологий металлообработки (например,
сварки и резки) при использовании энергии взрыва. Здесь сдерживающим
фактором в первую очередь является вредное воздействие УВ на работаю-
щий персонал. Необходимо уметь локализовать сопутствующие взрыву УВ.
Актуальной остается также проблема снижения шумового эффекта. Испо-
льзование традиционных взрывных камер в ряде случаев просто невозмо-
жно, например, при обработке взрывом сварных соединений крупногаба-
ритных металлоконструкций, свар- ме и резке взрывом в цеховых условиях и в зонах, близко от которых расположены здания и сооружения. В настоящее время разрабатываются и апробируют- ся средства защиты на основе многофазных сред: газожидкост- ных и полиуретановых пен, пу- зырьковых сред, водных распы- лов и т.п. [561]. Локализующая эффективность среды, как по- казывают теоретические иссле- дования [289], во многом за- висит от ее теплофизических	Гоблица 6.1. Параметры воздушных У В				
	Тал ши на слоя ВВ	Зашита	Эксперименталь- ные данные		Расчетные данные (Р.7)
			Р, /	Л, I	
	3,0  1,о  0,3  0,1  12,0  9,0  6,0	Без зашиты  »  >  Пена	149,7  144,0  141,9  138,1  133,0  130,8  144,5  142,3  140,0	114,7  116,0  112,0  103,2  105,7  98,6  Не опр.	146,9 - опорная точка  142,0  137,2  132,8  146,0  144,1  141,2
свойств. В этом плане важно					

найти эквивалентную энергию взрыва при использовании защитной обо-
лочки из двухфазных сред, т.е. определить демпфирующие свойства при-
меняемых сред. Измерение параметров УВ в воздухе от защищенного за-
ряда и заряда без защиты дает возможность определять эффективность
использования газосодержащих сред для локализации действия взрыва.

Экспериментальные исследования показали, что в диапазоне рассмат-
риваемых значений давления УВ, прошедших через двухфазную среду, в
частности поролон и газожидкостную пену, разность в 27±3 дБ между из-
меренными значениями давлений в частотно-временных характеристиках
Р, I и А, I сохраняется. Установленное подобие УВ открывает возмож-
ность достаточно обоснованного прогнозирования воздействия на объекты
и обслуживающий персонал и выбора безопасного расстояния при взрыве
с использованием мобильных средств защиты.

С целью проверки возможности прогнозирования параметров УВ от
защищенного заряда с учетом реальной геометрии дивергенции (расхож-
дения) УВ, как правило, не совпадающей по форме со сферической или
цилиндрической, проводились экспериментальные взрывы во взрывной
яме. Пиковые давления измерялись щумомером на расстоянии ПО м от
центра взрыва. В качестве опорной точки для прогнозирования парамет-
ров УВ использовались значения давления при взрыве заряда массой 3 кг
в воздухе. Зная локализующую эффективность пены, можно с увереннос-
тью прогнозировать давление на фронте волны от погруженного в пену
объемом около 10 м заряда массой 6...12 кг. Установлено хорошее соответ-
ствие расчетных и экспериментальных данных (табл. 6.1). В этой же таб-
лице для сравнения приведены также значения пикового давления для за-
рядов с массой меньше 3 кг при подрыве их в яме без защиты.
6.3.	ОСОБЕННОСТИ ЗАТУХАНИЯ СИЛЬНЫХ УДАРНЫХ
ВОЛН В РЕЛАКСИРУЮЩИХ СРЕДАХ

Проведенными исследованиями [555—557] установлено,
что наиболее эффективно поглощают энергию взрыва водные пены. Так, на
достаточно больших расстояниях от зарядов ВВ {К > 0,8 м/кг1/3, где
К = ГфС-0,3; гф— расстояние от центра энергоисточника; 0— масса заряда
при энергии 5,4 МДж/кг) давление на фронте воздушных УВ снижается бо-
лее чем на порядок по сравнению со взрывом в воздухе (см. рнс. 6.1). В то же
время приближение к заряду приводит к резкому снижению коэффициента
затухания волны н, в частности, при К < 0,5 м/кг1/3 нмпульс давления в па-
дающей волне становится выше, чем в газе.

Качественный теоретический анализ сильных воздушных УВ в двух-
фазных средах с малой объемной долей конденсированной фазы показал,
что потенциальные возможности гашения воздушных УВ пенами выше,
при этом параметры воздушных УВ на фиксированном расстоянии могут
быть снижены относительно экспериментальных [553, 558]. Превышение
расчетных параметров затухания по сравнению с экспериментом связано,
по-видимому, с тем, что характерные времена межфазной релаксации, оп-
ределяющие переход энергии среды во внутреннюю энергию конденсиро-
ванной фазы (не вносящей вклад в давление), значительно больше, чем
время установления максимального давления на фронте волны.

Для более глубокого понимания явления затухания воздушных УВ в
таких средах и определения их эффективности в качестве локализующей
среды проанализирована зависимость параметров затухания волны от вре-
мени протекания тепловой релаксации. Факт уменьшения коэффициента
затухания воздушных УВ в пене вблизи заряда требует продолжения экс-
периментальных исследований процессов энергообмена в двухфазных сре-
дах на малых расстояниях от энергоисточника.

6.4.	ПАРАМЕТРЫ СИЛЬНЫХ УДАРНЫХ ВОЛН,
ГЕНЕРИРУЕМЫХ ТОЧЕЧНЫМ ЭНЕРГОИСТОЧНИКОМ

Протекание релаксационных процессов существенно услож-
няет задачу расчета сильных воздушных УВ в таких средах в связи с отсутст-
вием автомодельности течения, что приводит к необходимости решения нес-
тационарной системы дифференциальных уравнений. При анализе У В-тече-
ний в двухфазных средах вводятся следующие предположения:

а)	двухфазная среда однородна;

б)	объемная доля конденсированной фазы пренебрежимо мала, а ее
плотность и удельная теплоемкость постоянны;

в)	фазовые переходы отсутствуют;

г)	имеется кинематическое равновесие между фазами на фронте волны;
д) газовая фаза подчиняется уравнению состояния идеального газа.

Эффект затухания УВ, связанный с межфазными взаимодействиями, в
результате которых часть энергии, определяющая давление смеси, перехо-
дит в энергию, не вносящую вклад в давление, можно описать изменяю-
щимся во времени параметром Г, который задает в каждый конкретный
момент времени связь между внутренней энергией Е, давлением р и плот-
ностью смеси р:

Е = />[р(Г- I)]-1.

(6.1)

Основные гидродинамические уравнения в переменных Эйлера, опи-
сывающие движение нетеплопроводной невязкой среды, можно предста-
вить в виде общего баланса по двум фазам для уравнений непрерывности,
импульса и энергии:

Эр 1 Эг^ри =

Эг г'"1 Эг

др
ЭГ

1 дг^ри

гч~1 дг

ЭГ г и2>|
— рЕ + р~— +

ЭГГ 2

1 д
г*4 ЭГ

г',-|и1рЬ' + ру + р =0

(6.2)

Здесь V — параметр, принимающий значение 1, 2 или 3 для плоской,
цилиндрической и сферической симметрий соответственно; и — массовая
скорость потока; р — плотность смеси; р — давление; Е — внутренняя
энергия на единицу массы; г — пространственная координата; Г — время.
Рассмотрение уравнений для всей смеси позволяет не конкретизировать
члены уравнения межфазного взаимодействия, которые неизбежно возни-
кают при их записи для каждой фазы в отдельности [559].

Термодинамическое обоснование такой зависимости основано на пред-
ставлениях о неравновесных процессах [560]. Пусть в результате некото-
рого процесса изменение внутренней энергии Е вызывает изменение ком-
плекса параметров рр 1, причем последний, в зависимости от глубины
протекания релаксационного процесса, будет принимать различные зна-
чения. Следуя формальным приемам [560], зависимость давления от эне-
ргии можно представить в операторном виде

(6.3)

т. е. изменения рр 1 и 8Е связаны соотношением

РР'1

Здесь индексы ей/ указывают на то, что производные берутся, соот-
ветственно, при равновесии между фазами и при замороженной тепловой
релаксации, т0 — характерное время установления межфазного равнове-
сия. В силу того, что при равновесии двухфазная среда может быть описа-
на уравнениями

Я = р[р0(Г0-1)Н^-'

I эг >1

= Г„-1, Го =(1 + <о)(1+'уш)-’,

а при мгновенном сжатии изменяется только внутренняя энергия газовой фазы
[М =у_1,

то из (6.3) следует

Г = у + (Го - у/1 + т0 - 4] *	<6-4)

к а/)

где у = срс~1; ш = сс^с^сГ* ; с и ср — теплоемкость соответственно конден-
сированной фазы и газа при постоянном давлении; оЛ. и о* — массовые
концентрации конденсированной и газовой фаз. Соотношение (6.4) под-
ставляется в уравнение (6.2).

Конкретизируем выражение для Г при прохождении УВ. Неравновес-
ность между фазами, как предполагается, возникает на ударном фронте, за
которым следует выравнивание параметров обеих фаз. Полагая в первом
приближении, что характерное время релаксации т0 есть величина посто-
янная, а изменение параметров потока за фронтом не вносит дополните-
льный вклад в неравновесность между фазами, (6.4) можно представить в
аналитическом виде

Г = Г0(у - Го)ехр(-тто’),	(6.5)

где т — время пребывания микрообъема среды в УВ. Хотя такое представ-
ление эффективного показателя и не точно, однако оно позволяет про-
анализировать основные особенности распространения УВ при наличии
неравн омерн ости.

В общем случае т есть функция времени и координаты т - т(г, 0, ко-
торая удовлетворяет дифференциальному уравнению

|; + «Г = 1.	<бб>

Эг дг

причем т = 0 при / = 0 и г = гф. Дополняя уравнения (6.1), (6.2), (6.5),
(6.6) соотношением общего баланса энергии в объеме, охваченном УВ,

ц |(р^ + 0,5ри2)гч"1(/г = Ей + Е,а + Е^	(6.7)

о

ц = 2(у - 1)п + (V - 2)(у - 3),
получим замкнутую систему уравнений, описывающую движение двухфаз-
ной среды с учетом тепловой неравновесности за ударным фронтом. Здесь
2^— начальная энергия газа и конденсированной фазы.
Ограничимся рассмотрением сильной УВ, когда можно в (6.7) пренеб-
речь начальной внутренней энергией газа. Тогда соотношения на ударном
разрыве (граничные условия) с учетом того, что тепловые релаксационные
эффекты здесь еще не успели проявиться, примут вид

Р = 0,5(у + 1)р0Р2, р = р0(у + 1)(у - I)"1, и = 0,52Хг + 1),	(6.8)

где Р — скорость УВ. В случае точечного выделения энергии Ео началь-
ные условия для системы уравнений можно найти из автомодельного ре-
шения задачи.

Для решения представленной системы дифференциальных уравнений
на ЭВМ составлена программа. Метод решения дифференциальных урав-
нений основывался на неявных конечно-разностных схемах. Использова-
ние неявной схемы позволяет не накладывать строгих ограничений на шаг
по времени. Неизвестные величины в узлах неявной схемы определяются
по методу, предложенному в работе [288], который был усовершенствован
для решения задач с двумя независимыми переменными.

Результаты расчета показали, что в начальный момент времени I < Го
параметры потока с погрешностью 15 % линейно отклоняются от автомо-
дельных параметров течения нерелаксирующей среды. При этом получен-
ное более быстрое затухание скорости воздушных УВ при наличии тепло-
вой релаксации приводит к возрастанию относительной скорости и/)-1 по
сравнению с автомодельным решением. В результате этого относительная
доля массы в центральной области уменьшается, но увеличивается вблизи
фронта. Давление на фронте волны монотонно снижается. Отклонения от
автомодельных параметров, задаваемые выражениями (автомодельные пе-
ременные обозначены индексом а)

з? =(р-ра)Р'1тг0', зр =(р-р,)р^ч1.	<6-8а)

представлены на рис. 6.3.

Влияние релаксационного процесса теплообмена на затухание давления
в воздушных УВ удобно характеризовать параметром 5, связывающим дав-
ление на фронте р с расстоянием от центра энергоисточника /Г ~ гф5. Сле-

дует отметить, что для сильных воздуш-
ных УВ при наличии кинематического

(11п р

равновесия 5 =------— = -2— ----, ког-

4 1п Гф (1 1п Гф

да релаксационные процессы протекают
в ударном фронте; 5 — величина посто-
янная и, в частности, при сферической
симметрии задачи = 3. При этом умень-
шение перепада давления в зависимости

Рис. 6.3. Распределение поправок к автомоде-
льному решению для плотности 8 (1), массо-
вой скорости Зц (2) и давления (3).
Таблица 6.2. Поправки для случая сфе-
рической симметрии

Го	5.			
	V = 2,1	у=1,2	У= 1,4	V- 5/3
1,2	—	0,0	0,505	0,655
М	0,0	0,560	0,760	0,800
1,05	0,610	0,840	0,885	0,870
1,01	1,095	1,065	0,985	0,925
1,001	1,205	1,115	1,010	0,940

от расстояния связано только с гео-
метрическим расхождением потока, В
то же время для среды, в которой во-
лна затухает быстрее, чем в однород-
ной, значение параметра 5 должно пре-
вышать значение 5^, соответствующее
автомодельному решению.

Отклонение от автомодельного
значения 50 при I < г0 удобно харак-
теризовать величиной

5, =Г(5-5о)То1.

(6.9)

В табл. 6.2 представлены значения вычисленных поправок 3, для сфе-
рической симметрии. Отметим, что поправка 8Т характеризует скорость
затухания воздушных УВ со временем.

Внесение в задачу размерного параметра г0 (протекает тепловая релак-
сация) приводит к не автомодельности течения. В этом случае степень за-
тухания давления на одинаковом относительном расстоянии К* =
имеет различные значения. Поэтому уменьшение давления на фронте воз-
душных УВ с относительным расстоянием зависит от параметров
р0, Ло> у, Го, т0. Эти зависимости показаны на рис. 6.4.

Из рис. 6.4, а следует, что при = сопз! уменьшение Го путем изменения
массовой концентрации конденсированной фазы приводит к значительно
более быстрому затуханию волны, чем при таких же значениях Го при мень-
ших массовых концентрациях, хотя в предельном случае отсутствия теплооб-
мена (то —> °°) параметры волны одинаковы в том и другом случае. Наблюда-
емый эффект объясняется тем, что независимо от протекания теплообмена
рост концентрации конденсированной фазы привадит к уменьшению скоро-
сти воздушных УВ. При наличии теплообмена в среде достигается увеличе-
ние времени, необходимого для достижения волной фиксированного рассто-
яния, что приводит к более полному протеканию теплообмена между фазами.

При заданных р0, у, Го, т0 (см. рис. 6.4, б) увеличение энергии в 10 и
100 раз приводит к уменьшению расстояния, на котором достигается дав-
ление 5 МПа, соответственно в 1,2 и 1,45 раза. Влияние характерного
времени теплообмена на изменение давления в зависимости от расстояния
показано на рис. 6.4, в. Как и следовало ожидать, при более интенсивном
теплообмене, при прочих равных условиях, затухание происходит быстрее.
Изменение начального значения у (показателя адиабаты газовой фазы)
привадит, с одной стороны, к различным начальным давлениям, с дру-
гой - к более быстрому затуханию при меньших у (см. рис. 6.4, г).

При рассмотрении затухания воздушных УВ, генерируемых неточеч-
ными источниками энергии, например конденсированными ВВ, необхо-
димо учитывать, что рост плотности конденсированной фазы с целью
снижения параметров воздушных УВ должен приводить к уменьшению
области формирования воздушных УВ, а также к увеличению ее парамет-
ров на границе раздела двухфазная среда — продукты взрыва. Естественно
Рнс. 6.4 Зависимость затухания давления воздушных УВ от относительного расстояния
при различных вариантах комбинаций параметров двухфазной среды:

Рису- нок	Кри- вая	Го	Ро. кг/м3	Дж	То. мкс	У	Рису- нок	Кри- вая	Го	Рс, кг/м3	Дж	То, мкс	У
а	/	1,01	50	10’	150	1.4	в	/	1,01	10	10’	30	1,4
	2	1,01	20	10’	150	1.4		2	1,01	10	10’	80	1,4
	3	1,001	10	10’	150	1.4		3	1,01	10	10’	150	1,4
	4	1,01	10	107	150	1.4		4	1,01	10	10’	300	1,4
	5	1.1	10	107	150	1,4	г	1	1,01	10	10’	150	1,67
	6	1,01	2	ю7	150	1,4		2	1,01	10	10’	150	1.4
б	1	1,01	50	10’	150	1,4		3	1,01	10	ю7	150	1,2
	2	1,01	50	10в	150	1,4		4	1,01	10	10’	150	1,1
	3	1,01	50	ю7	150	1.4							

предположить, что в некоторой области формирования воздушных УВ ам-
плитуда давления на ее фронте в двухфазной среде будет также больше,
чем в газе.

Экспериментальное исследование. Для получения количественных оце-
нок затухания воздушных УВ в области их формирования, генерируемой
конденсированными ВВ, выполнены экспериментальные исследования
поля скоростей воздушных УВ в воздушной пене с массовой концентра-
цией жидкости 10...15 кг/м3. Эксперименты проводились со сферическими
Рис. 6.5. Изменение параметров в
зависимости от приведенного рас-
стояния:
а — скорости ударного фронта для
воздуха (Л и пены {2); б — давления
для пены {1, 2) и воздуха (5)

зарядами ВВ насыпной плот-
ности, массой 0,5 кг =
= 2,7 МДж) с использованием
электроконтактных датчиков.

Рис. 6.5, а иллюстрирует
полученные зависимости ско-
рости волны от приведенно-
-1

го радиуса К - гфЕ0 з в пене
и воздухе. Как видно, приб-

лижение к заряду приводит к резкому снижению разности скоростей УВ в
пене и газе. По полученным данным на рис. 6.5, б построены зависимости

для перепада давления на фронте волны в пене в предположении кинема-
тического равновесия между фазами на фронте волны (кривая 2).

При Я > 0,4 м/кг1/3, где проводились прямые измерения давления (спло-
шная линия на рис. 6.5, б) для зарядов массой 0,5...2,8 кг, разность между рас-

считанными по скорости и измеренными величинами перепада давления
[561] лежит в пределах ошибки измерения, составляющей 20...30 %. Следова-
тельно, с такой точностью можно считать, что во фронте УВ имеется кинема-
тическое межфазное равновесие. Расчетную кривую 2 ввиду отсутствия пря-
мых измерений давления следует рассматривать как верхнюю границу возмож-
ного перепада давления на фронте УВ в пене, поскольку при отсутствии
кинематического равновесия фиксированной скорости УВ будет соответст-
вовать меньшее давление. Кривая 1 на рис. 6.5 представляет поле давления
точечного взрыва в пене с учетом протекания тепловой релаксации. Как вид-
но на рисунке, при 7? > 0,4 м/кг1/3 давление в пене становится сравнимым с
давлением на фронте УВ в воздухе, резко возрастая при приближении к заря-
ду, на границе с которым, судя по скорости волны, должно быть
р ~ 500 МПа. Полученные данные согласуются с оценками, выполненными
по распаду разрыва продукты взрыва — пена (2) = 6000 м/с, р ~ 500 МПа).
Таким образом, вблизи заряда наблюдается не уменьшение, а увеличение
значений параметров УВ в пене относительно воздуха, что необходимо
учитывать при использовании ее в качестве демпфирующей среды.

Оценку характерного времени теплообмена между газом и жидкостью в
пене можно провести, определив параметр г из наклона кривой, представля-
ющей экспериментальную зависимость изменения давления с расстоянием
(см. рис. 6.5, 0. При К - 0,5 м/кг1/3, когда волну можно еще рассматривать
как сильную, имеем 5=4. Учитывая, что й, ~ 1 для газоводной пены с указан-
ными выше массовыми концентрациями конденсированной фазы у= 1,7,
Гс, = 1,01...1,001, и зная время распространения воздушных УВ от поверхности
заряда до указанного расстояния, нз (6.8) нетрудно оценить характерное вре-
мя теплообмена, которое в данном случае составляет т0 = 150...180 мкс.
Выполненный анализ показывает, что наличие теплообмена существенно
изменяет картину течения и усложняет описание процесса затухания сильной
УВ в двухфазной среде. Показана взаимосвязь временных параметров теплооб-
мена с изменением коэффициентов затухания волны. Установлено превыше-
ние параметров УВ в пене по сравнению с газом вблизи неточечных источни-
ков энергии, связанное с условиями передачи энергии от источника в среду.

6.5.	МОБИЛЬНЫЕ СРЕДСТВА ЗАЩИТЫ
ОТ ПОБОЧНОГО ДЕЙСТВИЯ ВЗРЫВА

Единый подход, разработанный для прогнозирования уров-
ня воздействия воздушных УВ на объекты при ведении наземных и подвод-
ных технологических взрывных работ, базируется на методе диаграмм Др(/).
Этот метод, разработанный для определения степени поражения объектов воз-
душных УВ [554, 555], позволяет получить наиболее полную информацию о
реакции объектов на взрывные нагрузки, причем не только при наземных, но
и при подводных взрывах.

Экспериментальные данные о воздействии взрывных волн на стекла зда-
ний [554] и на биологические объекты (органы слуха человека [556]), обрабо-
танные в координатах Др, 7 (где Др — избыточное давление; / — импульс дав-
ления воздушных УВ), представлены на рис. 6.6—6.8. Сплошные кривые опре-
деляют параметры воздушных УВ (Др, /), под воздействием которых наблю-
дается или ожидается та или иная степень (вероятность) поражения объектов.

Все представленные диаграммы для биологических объектов и остекления,
полученные при наземных и подводных взрывах, идентичны. Они наглядно
демонстрируют существование двух пределов, соответствующих квазистатичес-
кому и импульсному нагружению объектов, и указывают на вероятностный ха-
рактер поражения объектов воздушных УВ. Для воздушных УВ, генерируемых
взрывом конденсированных ВВ, соотношение между Др и 7 в диаграммах пора-
жения может быть выражено в виде гиперболической зависимости [289]

Д? = (Др - Дркр) (7 - 7кр) - соп5(,

(6.10)

где Др^, и 7\ — критические параметры удар но-вол нового воздействия
на объект соответственно при квазистатической (/, Г-1 « 1), импульсной
(^Г-1 >> 1) и динамической (С =Г) нагрузках. Здесь Т — период собст-

венных колебаний объекта; /+ —
длительность положительной фа-
зы сжатия воздушных УВ.

Если известен хотя бы
один из параметров, критичес-
ких для данного объекта, и одна

Рис. 6.6. Диаграммы вероятности по-
ражения остекления при использова-
нии цилиндрических зарядов ВВ:
штриховые прямые — параметры У В от
линейных зарядов с различными погонны-
ми навесками В В (1 — нижняя граница
50%-й вероятности разрушения, 2 — гра-
ница безопасных расстояний)

Др, кПа
Рис. 6.7. Диаграммы вероятности поражения органов слуха человека:

1 — временная потеря слуха; 2 — 10%-я вероятность поражения барабанных перепонок; 3 — то
же, 50 %; 4— допустимые нагрузки

Рис. 6.8. Диаграммы вероятности поражения чувствительных видов рыб:

/ — летальный исход, вероятность 50 %; 2 — временное нарушение координации движений, вероятность 50 %

базовая диаграмма разрушения, то удается оценить два других параметра

поражения.

В общем случае, критические параметры поражения объекта зависят
от его геометрических размеров, массы и др., а для живых организмов — и
от их биологического строения. В некоторых случаях можно получить ана-
литические выражения, связывающие разрушение объекта с его характе-
ристиками. Так, например, для стекол:

Др,, = *,825-'(4-+& + 21;

к?2	&	/

Ар -	>

(6.П)

где 5 — толщина; — ширина; г/2 — длина стекла; кр и к/ — коэффициен-
ты пропорциональности, зависящие от свойств материала стекла и усло-
вий его заделки; 5= С помощью соотношений (6.10) и (6.11) можно
построить, зная критические параметры для стекла с заданными геометри-
ческими размерами, диаграмму Л/>(/) для произвольного стекла. Кривая 1
на рис. 6.6 относится к обычно используемым на практике типоразмерам
стекол [558], например, стеклу размером 700x1000x3 мм.

Допустимые критические параметры диаграмм поражения, приведен-
ные в таблице, и построенные с их помощью кривые на рис. 6.6—6.8, за-
дают уровни экологической безопасности при производстве технологичес-
ких взрывных работ. Уровни считаются допустимыми, если они соответст-
вуют степени риска, сопряженного с воздействием аналогичных по виду
нагружения природных факторов, например ветра, а также от использова-
ния на практике других импульсных энергоисточников, например пневмо-
источников, для сейсморазведки на континентальном шельфе.

Обратим внимание еще на один аспект, касающийся воздействия на органы
слуха человека слабых воздушных У В. Анализ экспериментальных данных [562]
позволяет сделать вывод о том,
что физическое значение избыто-
чного давления, выраженное в де-
цибелах (дБ), на фронте воз-
душных УВ на 24...30 дБ выше
уровня звукового давления на час-

Тоблицо 6.3. Значения констант в формулах

V	1	4	41
1	0,5	422	1750
2	0,75	166	340
3	1,13	109	200

тогах, воспринимаемых человеком.

Установленная корреляционная связь позволяет сопоставлять допусти-
мые уровни санитарно-гигиенических норм, обычно выражаемые в деци-
белах (дБ), с уровнем избыточного давления воздушных УВ. Здесь обозна-
чение соответствует коррекции, проведенной по шкале частотной чувстви-
тельности человеческого уха к импульсным звуковым колебаниям.

Диаграммы &р(1) совместно с зависимостями Др(С, г) и 1(<2, г) для
взрывных волн дают возможность определить расстояние, на котором дос-
тигается заданная степень воздействия воздушных УВ на объект при раз-
личном характере нагружения. Графическое решение задачи о нахождении
допустимого расстояния г при взрыве заданного заряда <2 иллюстрируют
рис. 6.6—6.8. Для прогнозирования воздействия одномерных воздушных
УВ на объекты можно воспользоваться аналитическими зависимостями
[561—563], которые для слабых воздушных УВ можно аппроксимировать с
точностью до нескольких процентов соотношениями:

2

Др =	/ = кхАгО*г~т,	(6.12)

где / — безразмерная величина, зависящая от симметрии пространства и
от расстояния до места взрыва (для квазиакустических воздушных УВ зна-
чения / приведены в табл. 6.3); т = 0,5 (у - 1); <2 — энергия взрыва (кило-
граммы тротилового эквивалента); V = 2 для цилиндрической и V = 3 для
сферической симметрии пространства; — расстояние (м) от заряда ВВ,

I

измеряемого в килограммах тротилового эквивалента; г} = г() у; к} — без-

размерный коэффициент, равный 1 при воздействии на объект скользя-
щей воздушной УВ и 2 — при нормальном падении воздушных УВ; А1 и
А2 — размерные коэффициенты, зависящие от термодинамических свойств
среды, в которой распространяется воздушная УВ. Заметим, что УВ в воз-
духе, генерированную свободно подвешенным шнуровым зарядом (дето-
нирующий шнур и т. п.) длиной Ь, можно рассматривать как цилиндриче-
скую на расстояниях г < 0,51 и как сферическую при г > 21.

Решение системы уравнений (6.9), (6.12) позволяет получить при извест-
ных критических параметрах приближенную аналитическую связь г -
= Для объектов с приведенными выше критическими параметрами
такую зависимость можно представить в виде [560]

г

'доп

2(т+1)

*(»-!)

и+1

(6.13)

где гр ^(А^р^)1;^ = (А2Ьр^)т.
Таблица 6.4. Критические параметры диаграмм поражения

Объект	Степень риска	Па	7^,, Па • с	Па: с
Стекло стандартное (рис. 6.6)	Вероятность разрушения 50 % (кри- вая 1)  Уровень допустимых нагрузок (кривая 2)	2200  850	7,9  3,0	1,10- 104  1,64- 10*
Человек (рис. 6.7)	Порог временной потери слуха (кри- вая /)  Уровень допустимых нагрузок (кривая 4)	1400  800	0,1  0,0	230  75
Чувствительные виды рыб типа ате- рины (рис. 6.8)	Летальный исход, 50 % (кривая 1) Временное нарушение координации движения, 50%-й уровень допусти- мых нагрузок (кривая 2)	9,0 • 10*  4,5 • 10!	65,0  33,0	7,70 • 10*  2,10 • 10’

Приведенные в табл. 6.4 значения Дркр> и В„ для стекол и живых
организмов позволяют определить расстояния, на которых воздействие волн
соответствует допустимым нагрузкам на остекление [558] (см. рис. 6,6), не
выходит за пределы принятых санитарно-гигиенических норм воздействия
импульсных шумов на человека (рис. 6.7) и обеспечивает требуемый уро-
вень экологической безопасности при ведении подводных взрывных работ
(соответствующий уровню безопасности при использовании импульсных пнев-
матических энергоисточников, применяемых в сейсморазведке; см. рис. 6.8).

Для определения параметров УВ в средах, отличных от воды и возду-
ха, требуется знать константы Ах и А2, которые могут быть определены для
ряда сред экспериментально или из аналитических зависимостей.

6.6.	УДАРНЫЕ ВОЛНЫ

В ВОДНО-МЕХАНИЧЕСКОЙ ПЕНЕ

В результате поисковых работ, проведенных в ИЭС НАН
Украины, было обнаружено явление резкого гашения УВ в водных пенах.
Несмотря на широкий объем практического использования таких пен —
для тушения пожаров и создания инертных сред в забоях угольных шахт
перед взрывными работами, оказалось, что динамические процессы в пе-
нах фактически не изучены. Обнаруженный эффект давал реальный путь —
создание простой и надежной защиты от воздушных УВ при сварке, резке
и других операциях обработки металлов взрывом.

Ниже представлены результаты экспериментального исследования
ударных и взрывных волн в водных пенах, жидким компонентом которых
служил 3...5%-й водный раствор поверхности о-активного вещества.

Опыты по исследованию закономерностей распространения плоских
УВ проводились на ударных трубах, а сферических УВ, образующихся при
взрыве ВВ, — во взрывных камерах.

Первые же опыты показали качественное отличие ударных и взрывных
волн в пене и газе [554]. Типичные записи изменения давления при распро-
странении УВ в трубе, заполненной пеной, представлены на рис. 6.9, а, б.
Там же для сравнения показан профиль волны в воздухе (рис. 6.9, в). Как
видно, в отличие от УВ в газе водны в пене не имеют крутого ударного
фронта и при скорости распространения волны 7), меньшей, чем скорость
звука в чистом газе ц» имеют двухволновую конфигурацию (см. рис. 6.9, б).
, мкс

Рис. 6.9. Осциллограммы давления УВ при ее распростра- т
ненни в пене (а, б) и газе (6)

Проведенные эксперименты показали, что ]
время нарастания давления в волне уменьшает-
ся как с увеличением скорости волны, так и с 0	а

уменьшением концентрации жидкости Об-	з

наруженная связь указывает на зависимость	2

скорости обменных процессов между жидкой и
газовой фазами от интенсивности УВ и инерци- 1
онных свойств пленок пены.	О

При идентичных условиях генерирования
скорость УВ в пене ниже, чем в газе. При одина-
ковых скоростях распространения волны в пене 2
и газе давление выше в пене. Наблюдаемые до- I
звуковые скорости распространения волн в пене
свидетельствуют о снижении скорости звука в О
пене Оо до значений, меньших, чем в чистом га-
зе. Результаты экспериментов по определению
скорости звука в пене, заполненной воздухом, представлены на рис. 6.10.

Эксперименты по изучению взрывных волн в пене проводились со
сферическими зарядами гексогена массой от 1 до 1000 г. На рис. 6.11 пред-
ставлены данные измерений перепада давления на фронте УВ в пене с гщ -
= 15 кг/мэ и воздухе [553, 562] в зависимости от безразмерного расстояния
Л = гг0-1, где г — расстояние от центра заряда до датчика; г0 — приведенный
радиус сосредоточенного заряда. Сравнение данных для воздуха и пены по-
казывает, что интенсивность волны в пене на расстоянии свыше 12г0 на по-
рядок меньше, чем в газе. Импульс У В в пене при Ж < (1О...12)го больше
чем в газе, а при К > (Ю...12)г0 — меньше.

В табл. 6.5 представлены данные, доказывающие влияние веса заряда
(длительности положительной фазы сжатия), теплофизических свойств га-

Рис. 6.10. Скорость звука в воздушно-механической пене

Рис. 611. Зависимость перепада давления на фронте УВ в пене и газе от безразмерного
расстояния
Таблица 65. Параметры ударной волны в пене						зового наполнителя пены и мае-
Среда						совой концентрации жидкости
(газовый	«о,	Масса	Л =	Л,		на параметры УВ в пене. Из
компонент пены)	кг/м5	заряда, г	= г/гъ	м/с	105 Па	табл. 6.5 видно, что увеличение массы заряда в 100 раз (что со-
Воздух	0	180	9	2200	50	
ь	15	5	9	800	10	ответствует увеличению длитель-
*	15	500	9	350	13	носги импульса в 4...5 раз)
Гелий	15	500	9	270	8	приводит к снижению скоро-
Воздух	12	180	14	220	1	сти волны более чем в 2 раза,
»•	6	180	14	500	6	несмотря на то что давление меняется незначительно.

Замена воздуха гелием при одинаковой массе заряда приводит к умень-
шению как скорости волны, так и давления на ее фронте; уменьшение кон-
центрации жидкости, напротив, приводит к увеличению параметров волны.

Экспериментально наблюдаемые особенности распространения УВ в
пенах связаны, в первую очередь, с возникновением релаксационных про-
цессов, сопровождающихся обменом массой, импульсом и энергией между
фазами за фронтом УВ в пене. Время протекания релаксационных процес-
сов зависит как от интенсивности УВ, так и от тепл о физических свойств и
характерных размеров пленок жидкой фазы.

Поскольку объемная доля жидкости в пене мала, для оценки равновес-
ных параметров УВ в пене ее можно рассматривать как «эквивалентный^
газ с эффективными удельной теплоемкостью Г и скоростью звука а,
определяемыми соотношениями [554, 555]

Г = у(1 + цЗ) (1 + упЗ)"1; а = (1 + цЗ)0'5 ((1 + ц)(1 + уцЗ)]-0'5,

где ц — отношение массовых концентраций; 3 = сс^1 — отношение удель-
ных теплоемкостей жидкости и газа; у — безразмерный коэффициент,
учитывающий связь между скоростью звука в среде и ее внутренней энер-
гией и таким образом характеризующий тепловую составляющую давления
в среде [31]. При низких скоростях УВ (до 500 м/с) они удовлетворительно
согласуются с экспериментальными данными. Для волн большей интенсив-
ности необходимо учитывать влияние на параметры волны фазовых пере-
ходов. Образование двухволновой конфигурации связано с дисперсным
характером УВ в области а < X) < а0.

Качественная картина формирования взрывных волн в пене представляет-
ся следующим образом. При взрыве заряда ВВ в пене расширяющиеся про-
дукты взрыва разрушают ячейки пены. Образующиеся микрокапли жидкости
попадают в область горячих продуктов взрыва и значительно увеличивают
поверхность контакта двухфазной среды с продуктами взрыва, приводя к их
быстрому охлаждению и торможению вследствие обмена массой, импульсом
и энергией между продуктами взрыва и жидкостью. Снижение скорости УВ,
формирующейся перед ними, приводит к уменьшению области ее формиро-
вания. Отрыв УВ от продуктов взрыва в этом случае происходит значительно
ближе к заряду, чем в газе. Самостоятельное существование УВ в пене, в от-
личие от газа, сопровождается, как было показано выше, значительными энер-
гетическими потерями, связанными с нагревом и ускорением капель, по-
падающих в волну разрежения, что обусловливает быстрое затухание вол-
ны. Дисперсия УВ при О < а0 обеспечивает перерождение исходной
треугольной волны в слабую прямоугольную волну давления.

Наблюдаемые уменьшения скорости волны при увеличении массы за-
ряда и замене воздуха на гелий указывают на влияние степени завершен-
ности релаксационных процессов на параметры волны. Незначительное
изменение давления на фронте волны при увеличении массы заряда, при-
водящее к уменьшению скорости волны, обусловлено повышением давле-
ния за счет более полного вовлечения в движение жидкости и приближает-
ся к равновесным параметрам. В случае замены воздуха на гелий происхо-
дит также более полный прогрев воды из-за высокой теплопроводности
гелия, что приводит к снижению как скорости волны, так и давления.

Проведенные исследования показывают высокую эффективность га-
шения проходящих воздушных УВ, образующихся при взрыве ВВ. В на-
стоящее время пены находят широкое применение для гашения воздуш-
ных УВ, а также для флегматизации окружающей среды при резке взры-
вом магистральных нефтепроводов н в других подобных ситуациях.

6.7.	БЕЗОПАСНЫЕ РАССТОЯНИЯ
ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ВЗРЫВНЫХ РАБОТ

Представленные зависимости могут использоваться так-
же и для оценки безопасных расстояний при использовании для гашения
воздушных УВ различного рода защитных оболочек в виде двухфазных
сред, содержащих газообразную и конденсированную фазы. В этом случае
для того чтобы использовать формулу (6.13), необходимо эксперименталь-
но или теоретически определить значения коэффициентов Д, Аъ т и / в
соотношениях (6.12) или установить эффективную энергию взрыва по каж-
дому из макропараметров воздушных УВ. Обычно это представляет доста-
точно сложную задачу, поскольку значения указанных коэффициентов за-
висят не только от термодинамических свойств среды и симметрии про-
странства, но также от геометрии заряда, характера взаимодействия продук-
тов детонации с защитной оболочкой и других факторов.

В некоторых случаях необходимую информацию можно получить путем
определения эффективной энергии взрыва, учитывающей потери в защитной
оболочке. Для части конкретных случаев, имеющих большой практический
интерес, расчетные зависимости могут быть представлены в достаточно прос-
том виде. Это касается описания затухания слабых квазиакустических волн
давления в области таких значений их параметров, где выполняются условия
энергетического подобия воздушных УВ, т. е. в случаях, когда собственно па-
раметры воздушных УВ можно определить путем введения коэффициента
снижения энергии взрыва, определяемого по затуханию (снижению) избыто-
чного давления при прохождении воздушных УВ через защитную оболочку.
Формула для расчета этого коэффициента при использовании многофазных
сред для гашения воздушных УВ получена в [554] и имеет вид

л«ее;1 =10 т .	(6.14)
Рис. 6.12. Зависимость коэффициента снижения эф-
фективной энергии взрыва Г| от объема пенной за-
щитной оболочки при различных массовых концен-
трациях /п0 в ней жидкой фазы

Здесь <2. — эффективная энергия взрыва
(килограммы тротилового эквивалента) при
использовании защитной оболочки; г =
= (^оКашС’1)0,3;	— массовая концентрация

конденсированной фазы в среде, образую-
щей защитную оболочку (кг/мэ); — объ-
ем защитной оболочки (м3). Таким образом,
для оценки безопасных расстояний в усло-
виях использования защитной оболочки мо-

жет быть использована формула (6.13) при подстановке в нее 0, вместо (2.

На рис. 6.12 представлены графики изменения энергетического эквивале-
нта азрыва свободно подвешенного заряда массой 1 кг ТНТ для квазиакусти-
ческих взрывных волн в зависимости от объема и концентрации жидкости в
пене, используемой в качестве защитной среды. Поскольку в случае квазиа-
кустических волн, прошедших защитную среду, эффективная энергия взрыва
однозначно определяется давлением УВ, то определение опасных расстояний
(зон) сводится к простому переходу от (2 к (2. во всех формулах или к перехо-
ду на кривую в координатах Др, /, соответствующую значению (2, уменьшен-
ному в Т| раз по сравнению с зарядом ВВ, как это показано на рис. 6.5 (стрел-
ка указывает, как изменяются параметры и степень воздействия воздушных
УВ на остекление помещений при использовании пенной защиты, характе-
ризующейся коэффициентом ц - 10 на расстоянии 5 м от заряда).

Аналитические зависимости (6.9)—(6.13) в совокупности с зависимос-

тями снижения энергии взрыва при использовании различных газосодержа-
щих сред дают необходимую информацию для обеспечения экологической
безопасности взрывных технологий и выбора оптимальных вариантов исполь-
зования мобильных средств защиты на основе газосодержащих сред.

В заключение остановимся на конкретных примерах их использования
для оценки безопасности воздействия воздушных УВ на объекты при раз-
личных условиях выполнения взрывных работ. Так, в случае зарядов, рас-
положенных свободно в воздухе, формула для оценки допустимых рассто-
яний по воздействию воздушных УВ на остекление гражданских объектов
для сосредоточенных зарядов тротила (кг/м) имеет вид

гдоп 170(1 + а-03 + о,б<2;к25)-°’8^а0’3,

а для линейных зарядов с (), > 0,01 кг/м при г 5 0,51 вид
глоп = 11 зоед05 (1 + 0,34<2.°-3 + 0,028<?>25 )-°’8.

Значение коэффициента зависит от способа крепления стекол в
рамах (13 = 1 при стандартном креплении и = 1,3 — при жестком креп-
лении стекол без замазки).
Таблица 6.6. Критические параметры воздушных УВ при их воздействии иа биологи-
ческие объекты

Объекты и степень их поражения	Вероятность поражения, %	Ркр, Па	4р , Па  с	Ду, Па- - с
Чувствительные виды рыб				
Летальный исход	50	9  108	65	7,7  108
Нарушение координации движения	50	4,5  10’	33	2,1  107
Организм человека				
Временная потеря слуха	—	2 • 103	0,18	470
Допустимое влияние на объекты				
Производственный пер- сонал	—	800	0,07	75
Население	—	90	8  10-’	0,95

Примечание. Р^ — критическое остаточное давление воздушных УВ; Р^~ 800 Па
соответствует 125 дБ (Л, 7) звуковой шкалы; /К1> — критическое значение импульса давления
воздушных УВ; Иц — динамический критерий, определяющий чувствительность биологического
объекта к импульсной нагрузке; (Р — Р^} — (/ —	= сопзТ

Допустимое расстояние (с точки зрения воздействия воздушных УВ на
органы слуха человека) при ведении взрывных работ в цеховых и подоб-
ных им условиях, установленные на основе норм для импульсных энерго-
источников, для сосредоточенных зарядов тротила с ^,> 0,01 кг/м, имеет
вид гдоп = 80()?’3, для линейных зарядов с 0, > 0,01 кг/м при г < 0,5Л гдоп =

= 1230А3С?О’5(1 + О,О19();п’5)-0'8 

В табл. 6.6 приведены значения критических параметров воздушных
УВ и различных степеней поражения некоторых объектов при воздействии
на них воздушных УВ.

Таким образом, можно говорить об установлении единого подхода,
обобщающего имеющийся эмпирический и теоретический материал и по-
зволяющего оценивать последствия воздействия воздушных УВ на объек-
ты как при наземных, так и при подводных взрывах, в том числе с исполь-
зованием специальных средств защиты. Полученные критические параме-
тры поражения объектов и аналитические зависимости дают возможность
с приемлемой для практических целей точностью определять допустимые
расстояния до вероятных объектов поражения при ведении технологичес-
ких взрывных работ и тем самым могут рассматриваться как рекоменда-
ции по обеспечению экологической безопасности технологических про-
цессов металлообработки взрывом, в том числе с использованием мобиль-
ных средств зашиты на основе газосодержащих двухфазных сред (водных
пен, газовзвесей и т. п.) в особых условиях.
6.8.	ПРИМЕНЕНИЕ ПЕНЫ
ПРИ ОБРАБОТКЕ ВЗРЫВОМ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

Одна из модификаций технологии обработки взрывом (под-
раэд. 5.10) предполагает устранение угловых деформаций в замыкающих мон-
тажных швах стальных рул они рован ных резервуаров для хранения нефтепро-
дуктов, что приводит к увеличению их несущей способности. Нежелательным
побочным эффектом технологического взрыва является возникновение в
окружающей среде УВ, которые могут вызвать повреждения различной степе-
ни тяжести близкорасположенных объектов. В частности, вблизи резервуаров
нередко находятся производственные помещения, и воздействие воздушных
УВ приводит к разрушению их остекления. Для предотвращения подобных
повреждений возникла необходимость исследования поля параметров возду-
шных УВ вокруг резервуара во время взрывов, разработка соответствующих
средств защиты их действия и, в случае необходимости, способов снижения с
их помощью интенсивности воздушных УВ до безопасных значений.

Изменение параметров воздушных У В, разработка защитных
устройств и технологии их применения проводились в Ходе производства
взрывных работ на резервуарах Гродненской ТЭЦ-2, Гомельской ТЭЦ-2 и
Трипольской ГРЭС (Киевская обл.). В Гродно н Триполье работы велись
на резервуарах емкостью 20 000 м3, высотой 18 м и диаметром 38 м, в Го-
меле — соответственно 30 000 м3> 18 м и 46 м. Параметры воздушных УВ
регистрировались пьезокерамическими датчиками давления типа 601, ра-
ботающими совместно с усилителями заряда типа 5007 производства фир-
мы «Кистлер» (Швейцария). Резонансная частота датчиков— 150 кГц.
Кроме того, перепад давлений на фронте воздушных УВ измерялся импуль-
сным шумомером класса 1 модели 2230 фирмы «Брюль и Кьер» (Дания) в
режиме «пик—линия». Запись сигналов с датчиков производилась на циф-
ровой регистратор переходных процессов ВЬ 1080 (Англия), позволяющий
детально обрабатывать полученные сигналы. Датчики располагались в раз-
ных направлениях и на различных расстояниях от места взрыва, преиму-
щественно на высоте около 1,5 м от земной поверхности вдали от предме-
тов, отражающих воздушные УВ. В некоторых случаях датчики размеща-
лись на отражающей волну стене здания, а также (с целью определения
зависимости параметров от высоты) на различных расстояниях от поверх-
ности Земли в диапазоне 0...4 м. Линейные заряды ВВ крепились вертика-
льно на поверхности резервуара вдоль обрабатываемого сварного стыка.
Длина зарядов изменялась от 1 до 10 м. В зависимости от направления из-
гиба на наружной поверхности резервуара располагались один или два за-
ряда на расстоянии до 1 м друг от друга. Заряд с аналогичной суммарной
навеской помешался вдоль шва и внутри резервуара. Масса одного заряда
составляла от 0,15 до 2,0 кг. Подрыв наружного и внутреннего зарядов
производился одновременно.

В результате обработки и анализа данных измерений получены инте-
ресные с практической и теоретической точек зрения результаты. Во-пер-
вых, не обнаружен разброс экспериментальных данных зависимости пара-
метров воздушных УВ от высоты точки измерения и расположения заряда
над земной поверхностью, а также от длины заряда и расположения точки
инициирования (вверху или внизу заряда), который превышал бы погреш-
ности измерения. Установлено, что расположенный внутри резервуара за-
ряд, составляющий половину суммарной навески ВВ, практически не вли-
яет на интенсивность генерируемой взрывом воздушной УВ, т. е. резерву-
ар подобно взрывной камере эффективно локализует взрывное воздейст-
вие внутреннего заряда.

Перечисленные факты позволяют сделать вывод о том, что параметры
воздушных УВ в основном определяются двумя геометрическими коорди-
натами. В качестве таких координат были выбраны расстояние Л от
центра заряда до точки измерения, а также угол а в горизонтальной плос-
кости между внешним перпендикуляром к поверхности резервуара в месте
взрыва (при этом считаем резервуар цилиндрическим, несмотря на лока-
льные угловые деформации) и направлением от обрабатываемого шва к
точке измерения. В ходе экспериментов датчики давления располагались
не ближе 25 м к поверхности резервуара. При этом названные координаты
изменялись в диапазонах Л < 225 и 0 < а < 180°. Основными параметрами
воздушной УВ, определяющими ее воздействие на объекты, являются пе-
репад давлений на фронте Др и импульс положительной фазы I. Данные
проведенных измерений наилучшим образом описываются зависимостями

Др = &(1 - са)Др(Л, 0) - к(1 - са)АВ. ,

/ = *(1 -са)Д/?,(?) = *(1 ~са)В0оуК-х,

где к = 4,45, с = 0,005 — коэффициенты; Др(Л, 2), /(Л, 0) — известные по
работам [555, 563] зависимости для сферического взрыва сосредоточен-
ного свободноподвешенного заряда; А = 109 000; ц = 1,13 — коэффициент,
характеризующий быстроту затухания давления в воздушных УВ; 200;
В = Й0-0,3; 0 — тротиловый эквивалент навески ВВ в расположенном на
наружной поверхности резервуара заряде. Следует отметить дисперсию из-
меренных параметров до ±50 % относительно значений, даваемых полу-
ченными соотношениями. Это вызвано естественным разбросом результа-
тов измерений и факторами, не учтенными в ходе определения этих доста-
точно простых зависимостей. Из полученных соотношений видно, что в
довольно широком диапазоне углов а значения параметров воздушных УВ
выше, чем для сферического взрыва, в частности, при а = 0 — в 4,45 раза.
Это вызвано, по всей вероятности, совокупным влиянием земной поверх-
ности и поверхности резервуара, а также относительной рассредоточенно-
стью шнурового заряда по сравнению со сферическим зарядом. Обнару-
женный эффект усиления волны расширяет зону разрушительного дейст-
вия взрыва, что следует учитывать при прогнозировании воздействия воз-
душных УВ в ходе взрывных работ на резервуарах. Отметим также, что в
сравнительно более узкой зоне при а< 155° резервуар оказывает экрани-
рующее действие, т. е. значения параметров воздушных УВ ниже, чем от
сферического взрыва заряда эквивалентной массы. Степень опасности воз-
действия воздушных У В оценивалась по результатам измерений их пара-
метров на основе известных критериев поражения различных объектов
[555, 564]. По сути, наиболее слабым элементом зданий является остекле-
ние, поэтому безопасность воздействия воздушных УВ на остекление
означает безопасность для сооружения в целом. В силу этого прогнозиро-
вание безопасных зон базировалось на критериях разрушения остекления
по методике, подробно изложенной в работе [554]. В частности, расчеты
показали, что в ходе работ на Гомельской ТЭЦ и Трипольской ГРЭС воз-
можно разрушение остекления. Особенно остро эта проблема возникла в
Триполье, где на расстоянии 27 м от резервуара находилась теплица пло-
щадью 0,8 га со стеклянным покрытием. Наиболее простым способом
устранения возможных разрушений является снижение навески ВВ в заря-
де за счет уменьшения длины плетей из детонирующего шнура. Однако
уменьшить длину плети в рамках данной технологии можно только до
определенного предела из-за наличия краевых эффектов.

Как показали расчеты, безопасный для условий Триполья заряд дол-
жен быть меньше технологически приемлемого. Кроме того, при исполь-
зовании зарядов малой длины увеличиваются трудозатраты и продолжитель-
ность работ. Более приемлемым средством является активное гашение ге-
нерируемых воздушных УВ с помощью защитных устройств. На основе
опыта предыдущих разработок был выбран вариант защиты с использова-
нием покрывающего заряд слоя воздушно-механической пены. Пену гене-
рировали с помощью пожарной машины со стандартным пеногенерирую-
шим оборудованием и подавали в полиэтиленовый рукав, расположенный
вертикально на внешней стороне резервуара вдоль заряда и обрабатывае-
мого шва. С помощью системы крепления рукав с пеной плотно прижи-
мали к поверхности резервуара, создавая над зарядом равномерный по
всем направлениям слой пены толщиной около 0,6 м. Иногда с целью
усиления степени гашения воздушных УВ путем увеличения общего объе-
ма защитной оболочки пену помещали в два рукава. Система крепления
позволяла создавать защитные оболочки длиной до 12 м. После заполне-
ния оболочки пена сохраняла требуемые защитные свойства в течение не
менее 15...20 мин до начала интенсивного истечения жидкости из пены.
Этого времени вполне достаточно для обеспечения правил безопасности
производства взрывных работ (удаление людей и техники на безопасное
расстояние и т. д.) и последующего подрыва заряда.

Продолжительность монтажа и заполнения пеной защитного устройс-
тва составляет не более 15 % общих затрат времени на технологические
работы по монтажу заряда и проведению его подрыва. Использование
пенной зашиты дает возможность существенно уменьшить интенсивность
генерируемой воздушной УВ. Данные проведенных измерений н теорети-
ческие оценки показывают, что перепад даалений и импульс уменьшаются
в 2...3 раза. Степень гашения воздушной УВ определяется в основном от-
ношением массы пены в оболочке к массе заряда ВВ. Устройство пенной
защиты позволяет увеличить заряд, безопасный для остекления, в 3...5 раз
или сократить безопасное расстояние примерно в 2 раза. В ходе испыта-
ний разработанное устройство показало высокую эффективность, техноло-
гичность и надежность. Оно может с успехом применяться в технологии
взрывного формоизменения поверхности резервуаров. В частности, исполь-
зование пенной зашиты в Триполье дало возможность провести взрывные
работы без разрушения остекления на огромной площади теплины.

На базе накопленного опыта создана компьютерная программа, имею-
щая удобный пользовательский интерфейс, которая позволяет прогнози-
ровать параметры воздушных У В, безопасные зоны и зоны возможного
разрушения остекления с пенной зашитой и без нее при проведении взрыв-
ных работ на резервуарах и других металлоконструкциях.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ

За последние десятилетия применение энергии ВВ для обра-
ботки металлов стало свершившимся фактом, о чем свиде-
тельствуют десятки тысяч изделий, изготовленных путем об-
работки взрывом. В настоящее время практикой оказались
востребованными более 20 взрывных технологий: сварка, ре-
зка, синтез новых материалов, штамповка, упрочнение и др.
Новые технологии создавались преимущественно в США и
СССР и быстро воспринимались в других промышленно раз-
витых странах. Пожалуй, единственным исключением являет-
ся технология обработки взрывом сварных соединений ме-
таллоконструкций, монопольным обладателем которой до сих
пор остается ее создатель (1970) — ИЭС НАН Украины.

Еще в начале 1950-х годов стало известно, что некото-
рые специфические детали можно легко и дешево изготав-
ливать с помощью доступных ВВ. Однако попытки распрос-
транить эту технологию за рамки производства таких дета-
лей почти не предпринимались. Спустя некоторое время
промышленные фирмы, занимающиеся ракетостроением и
самолетостроением, начали поиски новой технологии, кото-
рая помогла бы решить возникшие проблемы.

Вначале в авиационной и ракетной промышленности
было найдено решение грудных задач штамповки с помо-
щью ВВ. В других же отраслях промышленности столкну-
лись с необходимостью мелкосерийного производства слож-
ных деталей, что послужило началом изучения способов
применения обработки взрывом. Поскольку многие потре-
бители не считали целесообразным создание оборудования
для обработки взрывом, возникло много мелких смешанных
предприятий и подрядческих фирм. Экономическая целесо-
образность существования фирм, специализирующихся толь-
ко на взрывной обработке, потребовала серьезной жизнен-
ной проверки.

Существуют явные преимущества дистанционных опе-
раций взрывной обработки, которые позволили им занять
сегодня надлежащее место в промышленности и которые
открывают перед инженером-конструктором новые широкие
возможности. Некоторые из них следует упомянуть,

1.	Снижение стоимости матрицы, поскольку используе-
тся только объемлющая (подпорная) матрица, а не комплект
матрицы со штампом. Уменьшение объема капиталовложе-
ний на прессовое оборудование, так как средства необходи-
мы лишь для создания взрывных устройств.

2.	Изготовление деталей не механическим способом, а
путем взрывной обработки. К ним относятся несимметрич-
ные детали, а также очень крупногабаритные или мелкосе-
рийные детали обычных конфигураций.
3.	Возможность изготовления сложной детали или конструкции как еди-
ного целого, а не отдельных частей, соединяемых с помощью сварки.

4.	Обеспечение хорошего качества поверхности изделия, поскольку не
нужен штамп.

5.	Частое отсутствие ручной обработки и других вторичных операций.

6.	Соблюдение жестких допусков в больших деталях.

7,	Исключение промежуточных отжигов, необходимых при механической
штамповке, вследствие более полного использования возможностей вытяжки
металла.

8,	Равномерное распределение взрывных давлений по всей площади заго-
товки, что исключает концентрацию напряжений, с которой приходится стал-
киваться при механических способах обработки.

При любом анализе положительных и отрицательных сторон обработки
металлов взрывом надо учитывать, что есть два существенно разных направле-
ния взрывных технологий.

К первому относятся так называемые дистанционные операции, которые
в литературе часто объединяют общим термином «штамповка взрывом». Эта
область нами не рассматривалась, хотя ее значимость и эффективность в ави-
ационной и ракетной промышленности уже убедительно доказаны.

Второе направление охватывает, в основном, контактные операции и, не-
смотря на его достаточно широкую освоенность, должно все еще рассматрива-
ться, по существу, как перспективная область научно-технического поиска.
Большая часть таких операций требует тщательного изучения и выяснения их
практической применимости.

При решении вопроса о том, применять или не применять операцию об-
работки взрывом, следует исходить, главным образом, из двух соображений:

•	взрывная обработка может оказаться единственным осуществимым ме-
тодом проведения операции;

•	в тех случаях, когда существует возможность выбора, она может оказать-
ся более экономичной.

При определении возможности использования взрывных технологий гла-
вной заботой должна быть безопасность операторов и рабочих, участвующих в
операции. Кроме того, при современном состоянии знаний существует необ-
ходимость серьезных прикладных исследований в таких областях, как динами-
ка интенсивных кратковременных процессов, металлургические и механичес-
кие свойства материалов в фазе обработки и после нее, выяснение относите-
льной роли, которую играет каждый элемент системы во всей операции в це-
лом, и возможного взаимодействия между этими элементами. Наличие таких
данных заложит основу для оптимального проектирования технологического
процесса в целом и всех его элементов в отдельности.

Другая часть требований, которая становится актуальной, касается свойств
ВВ, совершенствования методов обращения с ними и ускорения разработки
современных средств инициирования зарядов. Например, возникает необхо-
димость расширения спектра свойств ВВ. Следует перекинуть «мостик» между
сильными и слабыми ВВ, чтобы расширить многообразие операций путем бо-
лее гибкого регулирования давления и длительности его действия. В этой же
связи возникает вопрос о создании ВВ, специально предназначенных для опе-
раций обработки металлов взрывом.

Как именно будут развиваться технологии обработки металлов взрывом в
будущем, зависит от распространения технологии взрывной обработки на но-
вые области и новые процессы. Прогресс будет зависеть от интересов промы-
шленных предприятий и масштаба усилий, которые будут приложены к изу-
чению и внедрению новых прогрессивных технологий,
1п !ке 1аз1 Ге\у десадез аррксаНоп оГ ехр1оз1уе епегку т те!а1
ГгеаГтеп! каз Ьесоте !ке !гие Гас!. Тка! 15 еУ1депсед Ьу Гепз оГ
Жоизапд ргодисГк таде Ьу (Не ехр1о81уе Ггеа!тепГ. Моу/адауз
тоге Жап 20 ехр!ок1Уе !ескпо1о$1е5 (\уе1дт§, сиШп^, зуп!ке818
оГ пе\у тагепак, ехр1оз1Уе Готйпё, кагдепт^, е!с.)кауе арреа-
гед детапдед т ргасНсе. №\у Гескпо1о§1е5 у/еге сгеагед таЫу
т !ке 48 А апд Гке 488К апд Шеп Гак! гесоетхед Ьу о!кег
тдикГпаИу дсуе!оред соипГпек. Регкарз, Же кок ехсерНоп 15
!ке !ескпо!о®у оГ ехр1о81Уе !геа!теп! оГ \уе!дед ]от!к т те!а!
зГгисШгек, Из Гоипдег (1970) — !ке Р\У1 оГ ИА8 оГ 4кга1пе,
81111 Ьете ап ехс1из1уе оу/псг оГ Же теЖод.

Еуеп т Же еаг!у 5О’з И Ьесате с1еаг, Жа! ргодископ оГ
зоте рагГз Ьу теапз оГ ассе&51Ые ехр1оз1Уез сап Ье 81тр1е апд
техрепз1уе. Ноу/еуег Же а!!етр!з !о ех!епд Ж1з !ескпо1о®у Ье-
уопд Ггате\уогкз оГ тапиГасшгтй зиск рапз у/еге а1то81 по!
ипделакеп. Мо! 1оп§ а Ре г Же тдиз!па1 Гита, епёаеед т госке!
ргодископ апд аксгаП сопк!гис!юп, Ье^ап !о зеагск Гог псу/
!ескпо1о§к8 Мйск сои!д Ье1р Го зо1Уе Же ргоЫетз !ка! Над
етегдед. Ц \уаз Же ау1а!юп апд госке! тдиз^гу ^уЬеге 5о1иЦоп
оГ дхШсик ргоЫетз оГ Гогт1п§ Ьу теапк оГ ехр1о81уе ууеге
зоКед. ОЖег ЬгапсЬек оГ тдик^гу Гасед а песеязйу оГ Же зтаП-
8са1е тапиГасШппё оГ сотр1ех раПз, Жа! зегуед а Ьевшптв Гог
5Гиду1пё Же теЖодв оГ аррИсаНоп оГ Же ехр1о81Уе !геа!теп!.
81псе тапу соп5итег5 фд по! соп81дег ехреШеп! !о сгеаГе Же
ершртеп! Гог !ке ехр1о81Уе !геа!теп!, Жеге арреагед а 1о! оГ
зтаП )от! еп!егрп8е8 апд Же Йгт5-соп!гас!ог5, ^уЫсЬ VVе^е еп-
§а§ед т Ж18 Ьиз1пек5. Есопогшс ехред!епсу оГ ех18!епсе оГ Же
аЬоуе Г1ПП8 зретаИхте т !Ье ехр1о81Уе !геа!теп! оп1у Наз де-
тапдед зепоиз скеск )п еуегудау ПГе.

Ткеге аге с1еаг адуап!а§С8 оГ гето!е орегакопз 1п ехр1оз1Уе
!геа!теп!, у/Ыск кауе аПоу/ед Жет !о гаке ап арргорпа(е р1асе
1п тдикку !одау, апд \ук1ск ореп пе\у деагеез оГ Ггеедот Гог Же
спелеег-дезц»пег. 5оте оГ Же адуап!а§ез зкои!д Ье тепйопед.

1.	А десгеазе т Же та!пх соз!, Ьесаизе оГ !ке изе оГ оп!у
Же етЬедд1П2 (ге!ат1пй) та!пх, шзгеад оГ Же сотр!е!е зеГ оГ
а та!г!х \У1!к а з!атр. I! 15 роззйЯе !о ауо!д Ы^к сарка! тУез!-
теп!з оп Же ргезз едшртеп! зтсе сарка1 туезипешз аге пес-
е&загу Гог сгеаНоп оГ зеШп§ ехр1ок1Уе деукез оп1у.

2.	РгодисНоп оГ коте раг!з Ьу ехр1ок1Уе !геа!теп! гаЖег
Жап Ьу тескапка! теЖодз. АкуттеГгк раПз, апд Жозе оГ ог-
дтагу сопГщигаНопз, тсШФод уегу 1аг8е-з1гед ог зтаП-зсак опез аге атогщ зисй
ргоёис(з.

3.	А роззгЬЙЙу (о ргодисе а сотр!ех рай ог а з(гис(иге аз а ипй, тз(еаё оГ
зерага(е райз \ме1ёеё (озе(йег.

4.	РгоуИш^ оГ ЬлёЬ.-диаШу ргоёисГ зийасе зшсе (Не з(атр гз по( песеззагу
(Неге.

5.	Тйе ауоШапсе оГ (Йе ргоёис( тапиа! (геа(теп( ог о(кег зесопдагу орега-
(юпз.

6.	Мат(ептв с1озе (окгапсез т 1агу;е райз.

7.	ЕПпипайоп оГ 1п(егтесНа(е йеа( (геа(теп( песеззагу а( тесйатса! 8(атр1гщ
аз а гезиИ оГ тоге сотр!е(е иве оГ роззШШйез оГ тега! йисШШу,

8.	ОтГогт сйз(пЬи(юп оГ ехр1озке ргеззигез оп аП (Йе Ы11е( агеа, (Йа( ехс1идез
(Йе зГгезз сопсеп(га(юп у^Ысй (Не зресхаНз! Гасез АУЙеп изт^ тесйатса! теГйоёз оГ
(геа(теп(,

А( апу апа1уз15 оГ (Не розйке апд пе^аПуе зИез оГ (Йе ехр1оз]уе те(а! (геа(-
теп( Й 15 песеззагу (о (аке 1п(о ассоип(, (йа( (Неге аге №0 зиЬз(ап(1а11у <ИЙегеп(
сЙгесиопз оГ ехр1оз]уе (есЬпо1о81'ез. 8о-са11ед гетоГе орега(1опз, \уй1Сй аге ойеп
ипйед ш (Не ПигаШге Ьу а соттоп (егт «ехр1оз1уе Гогплпё» аге ге1а(ед (о (Не Г1гз(
опе. ТЫв йеМ ууаз по! сопзИегед т (Не Ьоок, (йои^й Из гтройапсе апё еШс!епсу
ш (Не аУ1а(10п апд госке( ]пёиз(гу Над Ьееп а!геаду сотчпст^у ргоуед. Тйе зе-
сопд сНгесйоп соуегз тат!у соп(ас( орегайопз апд, дезрйе оГ йк зиШс1еп(1у \уИе
таз(еппё, зйоиМ Ье 3(111 сопзШегед т еззепсе аз а ргопизта Йе1д оГ (Йе заепгШс
апд (есйтса! зеагсй. Моз( оГ зисй орегаЙопз детапд (Не (йогои&й ехагттпё апд
азсейатт^ оГ (кек ргасНса! аррйсаЬИйу.

1п зоМпё (Не циезНоп оГ изте (Йе орегайоп оГ ехр1оз]Уе (геа(теп( опе зйои1д
та1п1у ргосеед Ггот (ауо аг^итепгз: 1) ехр1о81уе (геа(теп( тау арреаг (Не оп!у
геаН/аЫе те(Ьод оГ саггу1пё ои( (Йе орегайоп апд 2) луйеп (йеге 1з а сйоке, й сап
арреаг тоге есопоимсай

ХУйеп дейтпв а роззПэИЙу оГ изт§ (йе ехр1оз1уе (есйпо1ое1ез (йе заГе(у оГ оре-
га(огз апд ^огкегз раП1С1ра(тв ш (йе орепкюп зйоиШ Ье (йе тат саге. ВезШез, а(
а тодегп з(а(е о Г кпо^ед^е (йе аЬво1ше пеед о Г зепоиз аррИед гезеагсйез 1з Гек т
зисй ЙеИз, аз дупатюз оГ типзке зйогЫепп ргосеззез, те(а11иг81са1 апд те-
сйап1са1 ргорегбез оГ та(епа!з т а рйазе оГ (геа(теп( апд аЙег й, с1еаппз ир а
ге1аЦуе го1е, \уЫсИ еасй е1етеп( оГ (йе зуз(ет р!ауз т (йе орегайоп аз а \мйо1е,
апд ро881Ые т(егас(юп Ье(>уееп (йезе е!етеп(з. АуаНаЬПйу оГ зисй да(а 1ау (йе
Ьаз^з Гог орйтит дезщтпё (йе (есйпо1081са! ргосезз аз а 5УЙо1е апд йз зерага(е
е!етеп(з.

Апо(йег рай оГ гецшгетепк, \уЫсй Ьесотез иг§еп(, сопсетз ргорегйез оГ ех-
р1051Уез, 1тргоу1П8 (йе те(йоск оГ йапсПт^ (йет апд ассекгабпд деуе1ортеп( оГ
тодет теапз оГ сйагйез рппмод. Рог ехатр!е, (йеге 15 а песеззйу оГ Ьгоадетпё
(йе зрес(гит оГ (йе ехр1оз]уе ргорегйез. К 1з песеззагу (о ЬиЙд (йе Ъпс^е Ье(\мееп
5(гопй апд ГееЫе ехр1оз]Уе (о ехрапд а уапе(у оГ орега(юпз Ьу тоге ПехЫе ге^иЬ-
(юп оГ ргеззиге апд дига(юп оГ (йе ехр1оз1уе ас(юп. 1п (Ыз соппесйоп (йеге 1з а
диез(юп оп сгеаНоп оГ ехр1о81уез зрес^аПу дезйпес! Гог орега(юпз оГ ехр1озке те(а!
(геа(теп(,

Но^у деуе!ортеп( оГ (есйпо1ое1ез оГ ехр1оз1Уе те(а! (геа(теп( \уй1 зо т (йе
йд(иге дерепдз оп зиссезз т зеагсйт^ песеззШез т о(йег Ьгапсйез оГ епёгпееппё
апд деуе!ортеп( оГ пе^у ргосеззез, йе. оп д&пЬШюп оГ (йе (есйпо1озу оГ ехр1оз1уе
(геа(теп( ш пе^у ЛеИз апд пе^у ргосеззез. Ргоегезз т (йгз ПеМ йерепйз оп т(егез(
(о Й оп (йе рай оГ (йе 1пдиз(па1 еп(егрпзез апд оп (йе зса1е оГ (йозе еПойз, ^уйкй
уйП Ье гладе Гог ехапгнтпё апд 1п(пх1ис1пё (йезе пе^у рго^геззгуе (ескпо1ой1ез.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1.	Медзяновский Э.Б. Взрывчатые материалы для взрывной об-
работки металлов // Применение энергии взрыва в сварочной тех-
нике. — Киев: Ии-т электросварки им. Е.О. Патона, 1977. — С. 74.

2.	Поздняков З.Г., Росси БД. Справочник по промышленным
взрывчатым веществам и средствам взрывания. — М.: Недра,
1977. - 254 с.

3.	Степанов В.Г., Шавров ИД. Высокоэнергстическне импульс-
ные методы обработки металлов. — М.; Машиностроение, 1975. —
200 с.

4.	Дерибас А.А. Физика упрочнения и сварки взрывом. — Но-
восибирск: Наука, 1972. — 188 с.

5.	Дубнов Л.В., Бахаревич Н.С., Романов А. И. Промышленные
взрывчатые вещества. — М.г Недра, 1972. — 320 с.

6.	Ландау ЛД., Станюкович К.П. Об изучении детонации кон-
денсированных взрывчатых веществ // Докл. АН СССР. — 1945. —
46, № 9. - С. 399-402.

7.	Станюкович К.П. Неустановившиеся движения сплошной сре-
ды. — М.: Наука, 1971. — 856 с.

8.	АНап З.Н'., ЬатЬоит В.О. Ап еяиайоп оГ йа1е оГ де!опаНоп
ргодисй а! ргекигез Ьс1оу/ 30 кПоЬага // Ргос. 4-1Н 1п1. аутр. оп Ое-
юпаНоп. — Магу1апб, 1965.

9.	Зубарев В.Н., Телегин Г.С. Расчет параметров детонационных
волн конденсированных ВВ // Докл. АН СССР. — 1962. — 147,
№ 5. - С. 1122-1125.

10.	Михельсон ВЛ. О нормальной скорости воспламенения гре-
мучих газовых смесей // Уч. зап. Моск. гос. ун-та. Отд. физ.-мат. —
1983. - Вып. 10. - С. 1-92.

И. СНартап [).Ь. Оп (Не га1е оГ ехр1о81оп$ ш ва&ез// РКП.
Мае. - 1899. - 47, Р. 90-104.

12.	Зои^е! Е. Зиг 1а ргорада^оп без геасНопз сЬепйяиез дап$ 1а
ваге // 3. МаГИ. Риге апд Арр1. — 1905. — 7. — Р. 347—425; 1906. —
2. - Р. 5-86.

13.	Зои$е1 Е. Масатяис бек Ехр1о81'уе8. — Рапа, 1917.

14.	Физика взрыва / Под ред. К.П. Станюковича. — М.: Наука,
1975. - 704 с.

15.	Зельдович Я. Б., Кампанеец А.С. Теория детонации.— М.:
Гостехиздат, 1955. — 368 с.

16.	Зельдович Я. Б., Райзер Ю.П. Физика ударных воли и высо-
котемпературных гидродинамических явлений. — М.: Наука, 1966. —
686 с.

17.	Дремин А.Н., Похил П.Ф. Параметры детонационной волны
тротила, гексогена, нитроглицерина, нитрометана//Докл. АН СССР. —
1959. - 128, № 5. - С. 989-991.
18.	Юхансон К, Персон П. Детонация взрывчатых веществ. — М.: Мир, 1973. — 352 с.

19.	Зубарев В.Н., Телегин Г,С. Расчет параметров детонационных волн конденсиро-
ванных ВВ //Докл. АН СССР. - 1962. - 147, № 5. - С. 1122-1125.

20.	Физика высоких плотностей энергии / Под ред. П. Кальдиролы и Г. Кнопфе-
ля. — М.: Мир, 1974. — 484 с.

21.	Орленка Д.П. Поведение материалов прн интенсивных динамических нагруз-
ках. — М.: Машиностроение, 1964. — 108 с.

22.	Альтшулер Л. В. Применение ударных волн в физике высоких давлений // Успе-
хи физ. наук. — 1965. — 85, № 2. — С. 197—258.

23.	Степанов Г.В. Упругопластическое деформирование материалов под действием
импульсных нагрузок. — Киев: Наук, думка, 1991. — 288 с.

24.	Альтшулер Л.В., Моисеев Б.Н., Попов Л.В. и др. Сравнительная сжимаемость же-
леза и свинца прн давлениях 31—34 мбар // Ж. эксперимент, н теор. физики. — 1968. —
54, вып. 3. — С. 785—788.

25.	Беляев В.И., Ковалевский В.И., Смирнов ЕВ., Чекан В.А. Высокоскоростная де-
формация металлов. — Минск: Наука и техника, 1976. — 224 с.

26.	Крупин А.В., Соловьев В.А., Попов ЕС Обработка металлов взрывом. — Мл Ме-
таллургия, 1991. — 495 с.

27.	Конон ЮЛ., Первухин Л.Б, Чуднавский АД. Сварка взрывом / Под ред. В.М. Ку-
динова. — М.: Машиностроение, 1987. — 216 с.

28.	Дерибас А.А. Физика упрочнения и сварки взрывом. — 2-е изд., доп. и пере-
раб. — Новосибирск: Наука, 1980. — 222 с.

29.	Кудинов В.М., Коротеев А.Я. Сварка взрывом в металлургии. — М.: Металлур-
гия, 1978. — 168 с.

30.	Степанов В.Г., Шавров И.А. Высокоэнергетические импульсные методы обрабо-
тки металлов. — М.: Машиностроение, 1975. — 200 с.

31.	Физика взрыва. В 2 т. / Под ред. Л.П. Орленке. — 3-е нзд., перераб. — М.:
Фнзматлнт, 2002. — Г. 1. — 832 с.

32.	Физика быстропротекаюших процессов / Под ред. Н.А. Златина. — М.: Мир,
1971. — Т. II. - 352 с.

33.	Шапиро Г. О моделях динамического поведения пластических сред / Уч. зап.
Тартус. ун-т. — 1970. — Вып. 253. — С. 38—44.

34.	Дерибас АА., Кузьмин ЕЕ. Двумерная задача о метаннн пластины скользящей де-
тонационной волной // Прнкл. механика и техн, физика. — 1970. — № 1. — С. 177—180.

35.	Вгиттопд &.Е. 1п1егаа‘юп оГ попипИогт кЪоск м'ЭУех // 3. Арр1. РЬуз. — 1957. —
28, М 1. - Р. 76-86.

36.	Сигпеу К.П1'. ТЪе ш1па1 уе1осШе5 оГ Ггаетепк Ггот ЬотЬв, $Ьс11$ апс! ^гападеа //
ВКЬ КероП. — 1943. —	405.

37.	Ам А., НипИ% Н., $(епЬег$ Н. Епегду Ггап$Гсг ю а гщк! р151оп ипс!ег деГопаПоп
1оас11Пё // РЬу$. НшсК — 1961. -4, ЫЗ.-Р. 1107—1110.

38.	Захаренко ИД. Сварка металлов взрывом. — Минск: Навука 1 техшка, 1990. —
206 с.

39.	Сон’ал О. А, Но1цпап А. Пом/ сопГщигаНоп т соПкИп& р1аГс8 // 3.Арр1. РЬув. —
1963. - 34, 14 4. - Р. 928-939.

40.	Карнаухов В.Г., Козлов В.И. Распространение нелинейных возмущений в вязко-
упругой среде // Прикладная механика. — 1974. — № 7. — С. 36—41.

4].	Пашков П.О., Гелунова З.М. Действие ударных волн на закаленные стали.—
Волгоград: Ннжневолжское книжное издательство, 1968. — 168 с.

42.	Финкель В.М. Физические основы торможения разрушения. — М.: Металлур-
гия, 1977. — 360 с.

43.	Петушков В.Г. Создание и исследование технологических процессов обработки
взрывом сварных соединений металлоконструкций: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. —
Киев, 1983. — 31 с.

44.	Новиков СА., Синицын В.А., Иванов В.Г, Васильев Л.В. Упругопластическне свойс-
тва ряда металлов прн взрывном нагружении // Физ. металлов и металловедение. —
1966. - 21, вып. 3. - С. 452-460.
45.	Капустянский С.М. Распространение и отражение двумерных пластических
волн // Изв. АН СССР, Мех. тверд, тела. — 1973. — № 1. — С. 60—68.

46.	Со1е ДО., НиЖ ЕК. З^геззез р год и сед 1П а Ьа1Г-р1апе Ьу тоуше 1оадя // У. Арр1.
МесЬ. - 1958. - 25. - Р. 433-436.

47.	Тимошенко С.П. Курс теории упругости. — Киев: Наук, думка, 1972. — 500 с.

48.	Джонс А.Х., Мейден К.Дж., Избелл У.М. Действие ударных волн высокого давле-
ния на металлы: механические и металлургические эффекты / Под ред. Х.Л. Пью //
Механические свойства материалов под высоким давлением. — М., 1973. — С. 288—323.

49.	Райнхарт Дж. С., Пирсон Дж. Взрывная обработка металлов. — М.: Мир,
1966. - 392 с.

50.	Ео1еу Е.В., НокеН В.Р. Хеиталл Ьапдз ап еи1депсе оЕ ас Пол оЕ ехр1оз1уе оп те-
сак // Тгапа. Атег. 1пз1. МесЬ. Еле- — 1923. —	68. — Р. 891—915.

51.	Ео!еу Е.В., СгамДим ЕЕ. ЕП'ссГ оЕ агг §ар т ехр1оз!уе зуйет оп ргодисНол оГ
№итапп Ьапдз // 1Ыд. — 1926. —	73. — Р. 948—967.

52.	Соок З.А. Епегауте оГ тега! р1а!ез Ьу теапз оЕ ехр1о81Уе // КезеагсЬ. — 1948. —
М 1. - Р. 474-476.

53.	Раск В.С., Еуопз УУ.М., Датез НД. ТЬе р гораздо л оЕ зЬоск жауез 1п весе! апд
1еад // Ргос. РЬуз. Зое. — 1948. — 60,	337. — Р. 1—8.

54.	Сатп^юп 1У.Е., 6ау1ег М.Е.У. ТЬе иве оЕ Паг-елдед рго]есН]ез Гог десетитпе
дупапгпе у!е!д 81гезз. 111. СЬап^е8 1п писго зггисшге саизед Ьу деЕогтадоп ипдег 1трасС аг
К1лК-§1пк1Пй уе1ос1Г1ез // Ргос. Коу. Зое. - 1948. - 194 А, 1038. - Р. 323-331.

55.	Рас. 2.703.297 ША. МегЬод оЕ Нагдетпе Мап^апезе Зие! / \.А. МсЬеод — 1955.

56.	Шее М.Н., Мс()иееп К.Сг., 1УаЕЛ ДМ. Сотргекмоп оЕ зоНдз Ьу зЕгоп^ зЬоск ^а-
уез // ЗоИд ЗСаСс РЬуз. — М. V.; Ь.: Асаде пис Ргсзз, 1958. — 6. — Р. 1—63.

57.	ВтйИ С.В. МеГаИо^гарЫс 8Гид!ез оЕ тега! айег схр1оз!уе зЬоск // Тгапз. Атег. 1пзП
МесЬ. Еле. - 1958. -	214. - Р. 574-589.

58.	Везропзе оГ Месак Со НщЬ Уе1осйу ВеГогтаНоп / Ед. Ьу Р.С. ЗЬе^тап,
У.Е. Хаскау. — Ь1. V.; к: Ешегзсгепсе, 1960. — 9. — 491 Р.

59.	П1е!ег С.Е. МсСаПигйюа! еЕЕеск оЕЬщЬ уе!осйу зЬоск июуез т тесак // Кезропзе оЕ
тесак Со ЬщЬ Ус1осЙу деГогтаНоп. — М. V.; к, 1псегес!епсе, 1960. — Р. 409—442.

60.	Оогап С., Дтбе ЕК. ЗЬоск еЕГесгз т зоИдз // ЗоПд ЗСаСе РЬуз. Ь1. V.; к: Асад.
Ргс88, 1966. - 19. - Р. 28-30.

61.	Тиказ Е.& ЗЬоск-*ауе бСгепзсЬелте // МеСак Еле. риал. — 1966. — 6, Ы 2. —
Р. 1-20.

62.	Мака]ап В. МеСаИш^са! еЕЕеск оЕ р!алаг зЬоск *ауез т теСак апд аПоуз // РЬуз.
51асиз зоЬд: Зег. А 1970. — 2,	2. — Р. 187—200.

63.	ВИоск 1*ауе8 апд СЬе тесЬатса! ргорегИе$ оЕ зоНдз / Ед. Ьу И Вигке, IV. 1Ус188. —
Зугасизе, ктуегейу Ргсзз, 1970. — 417 Р.

64.	Ме1аНиг&са1 еЕГесез ас ИщЬ зСгат гасез / Ед. Ьу К.\У. КоЬдс, В.М. Ви&Ьег,
Д.К. НоПапд, С.Н. Оатез. — М. У.; к: Р1епит Рге88, 1973. — 699 Р.

65.	Мит IV. Д, Сиггап О.Я., Ре1егзеп С.Е., Сгемкоп Я.С. Всзропзе оЕ ЗоНдз со ЗЬоск
^Уауез // Аду. НфЬ Ргеззиге Вез. Ь1. V.; к: Асадсгглс Ргсзз, 1974. — 4. — Р. 143—154.

66а	. Эпштейн Т.Н Строение металлов, деформированных взрывом. — М.: Метал-
лургия, 1988. — 280 с.

66б.	Эпштейн Т.Н. Особенности механизма высокоскоростной деформации тита-
на // Изв. высш. учеб, заведений. Цвета, металлургия. — 1971. — С. 152—153.

67.	Костюков Н.А.Г Соболенко Т.М. Влияние пористой прослойки на упрочнение
малоуглеродистой стали контактным взрывом// Фнз. горения и взрыва. — 1991.—
№ 2.

68.	Дерибас А.А., Нестеренко В.Ф., Тесленко Т.С. Универсальная зависимость пара-
метров упрочнения металлов от интенсивности ударно-волнового воздействия // Там
же. — 1982. — № 6.

69.	Мурр Л.Е. Микроструктура и механические свойства металлов и сплавов по-
сле нагружения ударными волнами / Под ред. М.А. Мейерса, Л.Е. Мурра // Ударные
волны и явления высокоскоростной деформации металлов. — М.: Металлургия,
1984. - 512 с.
70.	Тесленко Т.С. Взрывное воздействие на материалы со структурой, насыщенной
дефектами // Физ. горения и взрыва. — 1991. — № 6.

71.	Л/уе/т 5 Ж, ЖНтапп Я.И. СотрШег 8е1есйоп оГ (Ье ори тит ехр1о$1Уе 1оасПпв
апд «еШ веотепу. // 5-(Ь 1п(. СопГ. оп Н1йЬ Епегве Ка(е ЕаЬпсаЦоп. — Вепуег, Со1огадо,
1975. - Р. 4.2.1-4.2.16.

72.	ЪУееНтап /. В1к1оса(юп тесЬатсв а( Ы^Ь в(гат га(ев // Мс(а11иг81са1 ейеск а( Ь^Ь
8(га1п га(е. — Ы. У.; Ь: Р1епит Ргевв, 1973. — Р. 319—332.

73.	Тау1ог Г\У. В181осайоп дупапнск апд дупаппся у]екПпё // 3. Арр1. РЬуа. — 1965. —
36, - И 10,- Р. 3146-3149.

74.	Годунов С.К., Ромейский Е.И. Нестационарные уравнения нелинейной теории уп-
ругости в эйлеровых координатах // Прикл. механика и техн, физика. — 1972. — № 5.

75.	ЪУееНтап /. НщЬ уе!осйу <Й81оса(1оп8 // Кекропзе оГ те(а1в (о Ьцф ус I ос И у ОеГог-
таНоп. — Ы. У; Ьопдоп: Тшегес!. риЫ., 1961. — Р. 205—245.

76.	НотЬо^еп Е. ЗЬоск тдисед Фя1осаиоп8 // Ас(а те(. — 1962.— 10,	10.—

Р. 978-980.

77.	МтДьаИ Е.8. ТЬе Шпаппс геяропве оГ поп апд 1гоп аИоуа 1о вЬоск м/ауев // Невроп-
ве оГ те(а!в (о Ы^И уе!оску скГогтаиоп, — М. У.; Ь.: Ттегваепсе, 1960. — Р. 249—271.

78.	Белинский И.В., Христофоров БД. О затухании ударных волн, вызванных уда-
ром // Прикл. мханика и техн, физика. — 1967. — № 3. — С. 86—89.

79.	Дерибас АЛ., Нестеренко В.Ф., Сапожников ГЛ. и др. Исследование процесса
затухания ударных волн в металлах при нагружении контактным взрывом // Физ. горе-
ния и взрыва. — 1979. — № 2.

80.	Сп^опап 55, Коцргедау КД., Н^ташВп КД. е1. а1. №»п-$(еа(1у вЬоск м/ауез 1п
те(а!в \*ИЬ рЬазе (гапзЮопз апс! Ьагдетпе Ьу ехрккюп // Ас(а аЛгоп. — 1972. — 17. —
Р. 405-419.

81.	Кац. 5., Иогап П.О., Сиггап О.Д Ни^отоС ечиаНоп оГ $1а(е оГ а!ит!пит апд в(ее]
Ггот оЬПдие вЬоск теазигетеп! // Г Арр1. РЬув. — 1959. — 30, И 4. — Р. 568—576.

82.	Голубев В.К, Новиков С.А., Синицына Я.М., Юкина НЛ. О влиянии угла выхода
ударной волны на свободную поверхность на образование откола в металлах // Прикл.
механика и техн, физика. — 1983. — № 3.

83.	Фадеенко Ю.И., Якубовский В.В., Маркашева ДИ. О связи дислокационной ки-
нетики с диаграммой упрочнения // Металлофизика. — 1986. — № 1. — С. 15—21.

84.	СНтап ГД. ЭЫосаиоп тоЫНГу ш сгуяГаЕ // 7. Арр!. РЬув. — 1965. —36, К 10. —
Р. 3195-3206.

85.	Ной Г>.Б. ВМосаНоп сеП Гогтаи'оп ш те(а!в // 1ЬШ. — 1970. — 41, И 8. —
Р. 3197-3201.

86.	Ермаков ГЛ. О механизме деформирования низколегированных сталей при ди-
намическом нагружении // Пробл. прочности. — 1979. — № 10. — С. 76—81.

87.	Уап деп Вейке! А. В1з1оса(юп ргоОисПоп 1п со1д м/огкес! соррег// 8сг. глеи —
1979. — 13, И1.-Р. 83-86.

88.	Мурр Я.Е. Влияние амплитуды, длительности импульса и повторного нагруже-
ния на структуру и свойства деформированных металлов и сплавов // Ударные волны и
явления высокоскоростной деформации металлов. — М.; Металлургия, 1984. — С 260—
276.

89.	Радзивончик В.Ф., Чухлеб А.Н. Влияние скорости деформации при разных тем-
пературах на структуру и твердость армко-железа, никеля и стали 1Х18Н9Т // Высокос-
коростная деформация. — М.: Наука, 1971. — С. 112—114.

90.	Перетятько В.Н, Базайкин В.Н. Исследование деформаций при распростране-
нии пластической волны в стали Ст10 // Изв. высш. учеб, заведений, Сер. Черная ме-
таллургия. — 1974. — № 10. — С. 79—81.

91.	Сикоров В.Н, Першин С.В. Упрочнение никеля ударными волнами и его разуп-
рочнение при последующем отжиге // Физ. горения и взрыва. — 1974. - № 3. -
С. 421-426.

92.	Фадеенко Ю.И. К теории упрочнения взрывом // Проблемы математики и ме-
ханики. — Новосибирск: Наука, 1983. — С. 244—249.
93.	Митт Ь.Е. У/огк кагйепше апй ргеяяигс дерепдепсе оГ йЫосайоп «ДепзИу апд
аггапеетепс т якоск 1оас1ес1 тске! апё соррег// 8сг. тег — 1978. — 12, ^2.-Р, 201—
206.

94.	ЕоНпзоп Е.№., РоМе В Ж Вупагтс йеГогтаСюп смипптя т якоск-1оа(1е(1 1‘гоп // 1.
Арр1. Ркуз. - 1971. - 42, 14 И. - Р. 4171-4182.

95.	Мигг Ь.Е., 1па1 О.Т., Мога1ез А.А. О1гес( оЬяегуа(1опя оГ уасапсу апё уасапсу-1уре
йеГесГя т то!уЬ(1епит Го11о\у1п8 ип1ах1а1 5коск-\уауе сотргеямоп // Аси тес. — 1976. —
24, МЗ.-Р. 261-270.

96.	Лободюк В.А. Влияние ударной волны на структурные и фазовые изменения в
нержавеющей стали Х18Н10Т // Металлофизика. — 1976. — Вып. 64. — С. 53—57.

97.	СНпзЮи А., Вгоуш И. Зкоск-сотргеяяес! Ре—Мп а11оуя // 3. Арр1. Ркуя. — 1971. —
42, \ 11.- Р. 4160-4170.

98.	5тйй С.5., ЕоъЯез С.М. РиСкег теиНоегаркю зСисИез оГ тесак айег ехр1оя]уе
якоск // Веяропяе оГ теик со Ыек уе1ос!Су йеГогтакоп. — 14. V.; Ьопйоп: 1п(егяс!.риЫ. —
1961. - Р. 309-335.

99.	Могилевский М~А. Металлографический метод оценки толщины фронта удар-
ной волны // Физика горения и взрыва. — 1973. — № 6. — С. 905—909.

100.	ОИагап С.К.Н., Наизег Р.Е. Шек—уе!оску ск$1осас]оп ёатршв т а1иттшт // Д.
Арр1. Ркуя, - 1973. - 44^ 4. - Р. 1468-1474.

101.	Макклинток Ф., Аргон А. Деформация и разрушение металлов. — М.: Мир,
1970. - 444 с.

102.	СатрЬеМ Е.О., Бнптопз Е.А., Нот ЕЕ. Оп йупапис Ьекауюиг оГ а Егапк-Кеас!
яоигсе // 3. Арр1. Меск. - 1961. - 28. - Р. 447-452.

103.	Ц^ееНтап / Шек уе!ос1Су Ф51осасюп5 // Кеяропяе оГ тесак Со Ыек уе1осКу ёеГог-
таСюп. М. У; ЬошЗоп: 1пгегяс1. риЫ. — 1961. — Р. 205—245.

104.	МагзИ Е.Т., М1кко1а Б.Е, Рике Йигакоп еПесСь т якоск кагёептв Си—
8,7 % Се// 8сг. тес. - 1976. - 10,	9. - Р. 851-856.

105.	КитагА., Наиаег ЕЕ., Оот ЕЕ. У1ясоия с! гад оГ (Ня1оса(1опя т аШпйтшп ас ЫдЬ
вСгат гасез. — Асеа теС. — 1968. — 16, 14 9. — Р. 1189—1197.

106.	Рагатезмагап У.Е. Ок1осаСюп дспегапоп гаСс Йиппе якоск 1оаФп8 // 8сг. теС. —
1975. -1,К1.-Р. 33-34.

107.	Волчков В.М., Пашков П.О. О реализации теоретической прочности в металлах
при прохождении ударных воли // Физ.-хим. обработка материалов. — 1968. — № 1. —
С. 121-124.

108,	Сопап О.К. 8Ъоск (ЗеГогтаНоп ат! ске Птктд якеаг яггепфк оГ тесак// Тгапя.
тес. 8ос. Атег. 1пя(. Меск. Еп$. — 1965. — 233, 4 6.-Р. 1120—1130.

109.	Безрукова Т.В., Волчков В.М. О структуре фронта сильной ударной волны //
Металловедение и прочность материалов: Тр. Волгоград, политехи, ии-та. — Волгоград,
1968. - С. 284-295.

110.	6еог%е Е. Ап е!есСгоп пнсгоясоре шуеяНеаСюп о Г ехр1ояуе!у 1оайе(3 соррег // РкП.
Ма8. - 1967. - 15,	135. - Р, 497-506.

111.	Арр!е/оп А.Б., ЪУаддт&оп Е.5 8отс оЬяегуайопя оГ б18СопС1пиоиь у1е1сИпй ркепо-
тепа 1л соррег, песке! ат! а1шп1пгат айег якоск 1оаФп8 // 1Ыс1. — 1965. — 12,	116, —

Р. 273-281.

112.	ЬезЕе 1У.С. МкгояСгисСига! еПесСя оГ к!ек яСгат гаСе йеГогтаСюп// МесаПшфеа!
ейесСь ас яегшп гаСе. — М. V.; Ьош!оп: Р1епит Ргеяя, 1973. — Р. 571—588.

113.	КитагА., КитЫе Р.6. Уксоия йгае оГ (ЫосаСюпя ас ЫдЬ ясгат гаСе 1п соррег //
3. Арр1. Ркуз. - 1969. - 40, М 9.-Р. 3475-3480.

114.	Кудрявцев И.В. Современное состояние и перспективы развития методов по-
вышения прочности и долговечности деталей машин поверхностным пластическим де-
формированием (ППД) // Повышение прочности и долговечности деталей машин по-
верхностным пластическим деформированием. — 1970. — С. 5—14.

115.	Джонс А.Х.. Мейден КДж., Избелл У.М. Действие ударных волн высокого дав-
ления иа металлы: механические и металлургические эффекты / Под ред. ХЛ. Пью //
Механические свойства материалов под высоким давлением. — М., 1973. — С. 288—323.
116.	Егоров Л.А., Ниточкина Э.В., Орехин Ю.Н. Регистрация дебаеграммы алюми-
ния, сжатого ударной волной // Письма в Ж. эксперимент, и теор. физики. — 1972. —
16, № 1. - С. 8—10.

117.	Тесленко А.Г., Пистун И.П., Куслицкий А.Б. и др. Влияние ударных воли на ма-
лоцикловую выносливость стали в рабочих средах // Физ.-хим. обработка материа-
лов. - 1973. — № 6. — С. 96-97.

118.	Волчков В.М., Гелу нова З.М., Пашков ПО. О механизме пластической дефор-
мации при высокоскоростном ударном нагружении // Там же. — 1967. - № 4. -
С. 101-107.

119.	Сикоров В.П., Першин С.В., Эпштейн Г.Н., Дремин А.Н. Восстановление в ни-
келе после нагружения ударной волной 300 кбар // Физ. металлов и металловедение. —
1972. - 33, № 5. - С. 1063-1069.

120.	Биркгоф Г., Сарантонелло Э. Струи, следы, каверны. — М.: Мир, 1964. — 466 с.

121.	Ефремов В.В. Исследование косых соударений пластин в упругой постановке.
Автореф. дне. ... канд. техн. наук. — Красноярск: ВЦ СО АН СССР, 1976.

122.	Ефремов В.В. О косых соударениях металлических пластин в упругой поста-
новке // Прикл. механика и техн, физика. — 1975. — № 5. — С. 167—173.

123.	Богдановская Е.И., Дубнов Л.В., Красиков К.И., Шведов К.К. Взрывное упрочне-
ние аустенитных сталей // Физ. горения и взрыва. — 1979. — № 5. — С. 95—101,

124.	МапН КЗ., СатрЬеН 3.0. ТЬе еПесс оГ йгат гаСе оп гНс рой ус’еШ Яоч' оГ тПд
йее! // 5. МесЬ. апд РЬуа. ЗоНдз. - 1963. - 11, 14 1. - Р. 49-63.

125.	Кольский Г. Новейшие экспериментальные и теоретические исследования эф-
фектов кратковременного нагружения // Успехи механики деформируемых сред. — М.:
Наука, 1975. - С. 269-281.

126.	Минеев В.И, Погорелов В.П., Иванов С А. и др. Установка для исследования по-
ведения материалов и конструкций при динамических нагрузках // Физ. горения и
взрыва. - 1978. — № 3. — С. 129-133.

127.	Вапкз Е.Е. ТЬе ОиссПку оГ тесак ипйег ехр!ов(Уе 1оа01пв сопдкюпз // 1. 1пй.
МеСак. - 1968. - 96, М 12. - Р. 375-378.

128.	Лопатин А.И. Получение динамической диаграммы напряжение—деформация
при помощи кольцевых образцов // Импульсная обработка металлов давлением. —
Харьков, 1970. - Вып. 2. - С. 128—136.

129.	Сопротивление материалов / Под ред. акад. АН УССР Г.С. Писаренко. — 5-е
изд., перераб. и доп. — Киев: Вища шк., 1986. — 775 с.

130.	Ная Ж ТЬеогу оГ сепяйе сей // АсСа теС. — 1967. — 5, 14 2. — Р. 351—355.

131.	Писаренко Г. С., Петушков В.Е, Степанов Г.В. Установка для испытаний мате-
риалов на растяжение при ударном приложении нагрузки // Порошк. металлургия. —
1968. - № 9. - С. 102-105.

132.	ВКапз К., Мнпоп Р.^. НщЬ-йгат-гаСе спуей^асюпз, мисН раП1си1аг геГегепсс Со
йгезз/йгаш сЬагасСегксссз // 1пС. МаС. Ксуз. — 1972. — 17. — Р. 66—68.

133.	Петушков В.Е Исследование характеристик прочности и пластичности неко-
торых материалов при высокоскоростном растяжении: Автореф. дне. ... канд. техн, на-
ук. — Киев, 1969. — 17 с.

134.	СатрЬеВ З.И., Еег&мзоп Ж (7 ТЬе Сетрегасиге апд йгат гаге дерепдепсе оГ СЬе
зЬеаг йгепвсЬ оГ тПд йее! // РЫ1. Мгщ. — 1970. — 21, М 169. — Р. 63—82.

135.	Волошенко-Климовицкий Ю.Я. Динамический предел текучести. — М.: Наука,
1965. - 180 с.

136.	Вапкз Е.Е. ТЬе дцсСШсу оГ тесак ипдег ехр1оз1Уе 1оадтв сопдкюпз // 1. 1пзС. Ме-
Сак. - 1968. - 96, Н 12. - Р. 375-378.

137.	Петушков В.Г., Степанов ЕВ. О постановке высокоскоростных механических
испытаний материалов // Пробл. прочности. — 1972. — № 3. — С. 92—96.

138.	Рахматулин ХА., Демьянов ЮА. Прочность при интенсивных кратковремен-
ных нагрузках. — М.: Физматгиз. — 1961. — 400 с.

139.	Ильюшин АА., Ленский В.С. Сопротивление материалов, — М.: Физматиздат,
1959. - 372 с.
140.	Петушков В. Г, Степанов Г.В., Фот Н.А. Методика экспериментального иссле-
дования механических свойств материалов при высоких скоростях деформации //
Пробл. прочности. — 1970. -№ 5. - С. 59—62.

141.	Шестопалов Л. М. Деформирование металлов и волны пластичности в них. —
М.; Л.: Изд-во АН СССР, 1958. - 268 с.

142.	Конн А.Ф. Об использовании метода тонких прокладок для изучения динами-
ческих свойств металлов // Механика. — 1966. — № 4. — С. 153—168.

143.	Петушков В.Г. О выборе образца для высокоскоростных испытаний иа растя-
жение // Пробл. прочности. — 1970. — № 4. — С. 97—99.

144.	Степанов ГВ. Анализ напряженного состояния образца при высокоскорост-
ных испытаниях в условиях растяжения // Там же. — 1974. — № 11. — С. 38—41.

145.	Кольский Г. Волны напряжений в твердых телах, — М.: Изд. иностр, лит.,
1955. - 192 с.

146.	Могилевский М.А. Особенности механизма деформации металлов при нагруже-
нии плоской ударной волной: Автореф. дне. ... канд. физ.-мат. наук. — Новосибирск,
1969. - 25 с.

147.	Петушков З.Г, Степанов ГВ. Некоторые закономерности распространения уп-
ругих веян напряжений в стержнях // Пробл. прочности. — 1971. — № 1. — С. 78—81.

148.	Норклпзоп В. А тсНюс! оГ теазиппе ГЬе ргежиге ргодисед т с!еЮпаНоп оГ Ьцф
ехр1о51уе8 ог Ьу ГЬе 1трасГ оГЬиПеГз // РЫ1. Тгапз. Коу. Зое. 1.опс1оп А. — 1914. — 213. —
Р. 437-446.

149.	СатрЬеН З.Л., Соорег В.Н., ПзсМю/ ГЛ. ТЬе дупапне оГ попипИогт р1аз11с Лоху т
1оху-сагЬоп 8Гее1 // В181осаГюп Оупаписз. — 14. У.: Мс (Згоху-ЫП Со., 1967. — Р. 703—731.

150.	СатрЬеН ГЛХ, ПоууНпдА.К ТЬе ЬеЬауюиг оГ таГелак 5иЬ)ес1ед Го Зупаггнс тсге-
тепГа! аЬеаг 1оасПп8 //1. МесЬ. апО РЬуз. 8оН0з. — 1970. — 18, № 1. — Р. 43—63.

151.	Безухов Н.И. Основы теории упругости, пластичности и ползучести. — М.:
Высш, шк., 1968. — 512 с.

152.	ЕсНп&оп У. И< ТЬе тЯиепсе оГ аГгат гаГе оп (Не тесИатса! ргорегг1с8 апд <Й81оса-
Ноп зиЬзГгисшге т ОеГогтед соррег 81Пй1е сгуаГак // РЫ1. Мае. — 1969. — 19, № 162. —
Р. 1189-1206.

153.	НанИп^З. 8Ье узеМ апд ГгасГиге ЬеИаущиг оГ ЫзЬ-рипГу 1гоп $1п$1с сгуаГак аг
гаГса оГ81га1п // Ргос. Коу. Зое., ЬопОоп А. — 1967. — 299, И 1459. — Р. 464—490.

154.	Капптеп МР., МикНегрее А.К., Козеп^еМ А.К., Накп С.Т. ТЬе зреед оГ йисШе-
сгаск ргораеабоп апс! Оупапйсз оГ Йом/ т теГак // МесИатса] Ьекауюиг оГ таГепак ипдег
дупапйс 1оаба / Е<1. Ьу 13.$. Ып0Ьо1т: Ь1. У.; ВегЬп; НеИе1Ьег8, 1968. — Р. 96—121.

155.	Возеп/1е1д А.К., НаИп С.Т. № и тс пса! ОеаспрЙопз оГ ГЬе атЫспГ 1оху-Гетрегашге,
ап О ЬщЬ-8Гга1п гаГе йоху ап О ГгасГиге ЬеЬауюиг оГ р1ат сагЬоп 81ее1 // Тгапз. Атег. Зое.
Мег. - 1966. - 59. - Р. 962-980.

156.	Писаренко Г. С, Петушков В.Г, Степанов ГВ., Фот Н.А. Механические свойс-
тва некоторых материалов при высокоскоростном растяжении // Пробл. прочности. —
1970. -№ 7. - С. 3-8.

156а	. Писаренко ГС., Науменко ГП., Коваль В.И. Расчет условий торможения тре-
щины в пластине зоной поперечного сжатия // Там же — 1977. — № 11. — С. 3—8.

156б.	Писаренко ГС., Науменко Г.П., Коваль В.И. Исследование явления остановки
трещины в пластине зонами поперечного сжатия. // Там же. — 1978. — № 1. — С. 8—12.

157.	СатрЬеИ Г.П., НагсИп^Г. ТЬе ейесГ оГ бгат 51хе, гаГе оГ зГгаш апс! пеиГгоп
йтаейайоп оп ГЬе Гепайе зГгепеГЬ оГ о—поп. // Кезропае оГ теГак Го уе1ос|Гу
ОеГогтаПоп. — 14. У.; Ьопйоп: 1пГегзс1. риЫ., 1961. — Р. 51—76.

158.	Гегдихюп И<(7., Кита г А., Пот Г.В. О181осаГюп с1атр1П8 т аШпипшт аГ Ъцф
зГгат гаГез //1. Арр1. РЬуз. — 1967. — 38, М. - Р. 1863—1878.

159.	Альшиц В.И., Инденбом В.Л. Динамическое торможение дислокаций // Успехи
физ. наук. - 1975. - 15, № 1. - С. 3-89.

160.	Тау1ог С Л. ТЬе ГеаГте оГ таГепак аг ЬщЬ гаГез оГ 1оа<Нп8 // 3. 1п8Г. С]УЙ Епеге. —
1946. - 26,	8. - Р. 486-501.
161.	Иванов А.Г., Новиков С. А., Синицын В.А. Исследование упруго-пластических волн
в железе и стали при взрывном нагружении // Физ. твердого тела. — 1963. — 5,
вып. I. - С. 270-278.

162.	Степанов Г.В. Взаимосвязь сопротивления деформации при одноосном напря-
женном состоянии и разрушающих напряжений при отколе // Пробл. прочности. —
1978. - № 12. - С. 70-72.

163.	Витман Ф.Ф., Степанов В.А. Влияние скорости деформирования на сопротив-
ление деформированию металлов при скоростях удара 10...105 м/с // Некоторые пробле-
мы прочности твердого тела. — М.; Л.: Изд-во АН СССР, 1959. — С. 207—221.

164.	Красовский А.Я. Физические основы прочности. — Киев: Наук, думка, 1977. —
144 с.

165.	Сгееп Г. Ж, НокЬаигА.А. СопСгоПед 1о\у-СетрегаСиге хСгезз геИеу1П8 // ^еМ. 3. —
1946. - 25, М 3. - Р. 171-174.

166.	Пот Е.Е. Ьо'У-сетрегаСиге й&осаСюп тесйатзтз / Е<3. Ьу А. КокепбеМ //
ВЫосайоп дупаткх. М. V., Мс Сгом/ НП1, 1967. — Р. 27—34.

167.	.Мтлоп ЕВ., КоМе Я.1У. Оупаггн’с йеГогтаНоп Пмпптя 1п 8Иоск-1оадед коп // 3.
Арр1. РЬуз. - 1971. — 4, М 11. - Р. 4171—4182.

168.	Оогп Е.Е., ММсЪеИЕ, Наивег Р.Е. В151осаС1оп йупатюБ // Ехр. МесИ. — 1965. —
№.-Р. 353-368.

169.	Согтап ЕЛ., 1Уоод О.В., Угеектд Т. МоЫПСу оГ (Й81осаСюп т а1иттшт // Д.
Арр1. РИу5. - 1969. — 40, К 2. — Р. 833-842.

170.	В1а(е В.М.В. ТИе гирсиге ЬеИауюиг оГ тесак ас Ы&Ь хСгат гаСез // 3. 1пхг.
Месак. — 1967. — К 8. — Р. 244-251.

171.	У1аог1а М.Р., Лкагап О.К, Наихег Г.Е., Лот Е.Е. Вк1осайоп (1атр1П8 ас
8Сга1п гаСех т аШпипшт апд аШттшт соррег аПоу // Д. Арр1. РИух. — 1970. — 41, М 2. -
Р. 674-677.

172.	Ментешов Е.В., Ратников В.П., Рыбаков А.П. и др. Действие взрыва листового
заряда ВВ на алюминиевую пластину // Физ. горения и взрыва. — 1967. — № 2. —
С. 286-290.

173.	Аксенов А.А., Волчков В.М., Пашков П.О., Рогозин ВД. Сжатие металлов плос-
кой и скользящей ударной нагрузкой // Тр. Волгоград, политехи, ин-та. — Волгоград,
1975. — Вып. 7. - С. 143-148.

174.	ВиГскег В.М., Катез С.Н. 8сгат-гасе е(ТесС$ 1п теСак // Д. Арр1. РИух. — 1966. —
37, К 1. - Р. 402-411.

175.	Дювал Дж. Ударные волны в конденсированных средах// Физика высоких
плотностей энергии / Под ред. П. Кальдиролы и Г. Кнопфеля. — М.: Мир, 1974. —
С. 23-41.

176.	Кгапщ А.5. А гаСе СЬеогу оГ сй$1осаСюп июЫЦсу // АсСа тес. — 1968. — 16, М 7. —
Р. 897—902.

177.	Яокде Я. Ж Вупагтс ЪеИахюиг оГ 8Иоск-1оас1ед коп Ггот 76 Со 573К // 1Ык —
1969. - 17, И 3. - Р. 353-363.

178.	Сиггап Л.Я. Е>упат1с тесИат'са! ЬеИахюиг оГ 1гоп // 8коск м/аус$ апй сНе
тесЬапка! ргореШез оГ 5оНс18. — Зугасиье: 1Дшу. ргеж, 1971. — Р. 121—138.

179.	(ОПЬ Р.Р. Ргесигзог аССепиаС|’оп т 1гоп // 8сг. тес. — 1970. — 4, М 7. — Р. 533—537.

180.	Годунов С.К, Козин Н.С. Структура ударных волн в упруговязкой среде с нели-
нейной зависимостью максвелловской вязкости от параметров вещества // Прикл. ме-
ханика. — 1974. — № 5. — С. 162—167.

181.	ЕоуАез О.К ЗНоск \уахе сотргензюп оГ Нап1епес1 апс! аппеа1ес! 2024 а|иттшт //
Д. Арр1. РЬу$. - 1961. - 32, Ы 8. - Р. 1475-1487.

182.	Дитер Г.Е. Эффект упрочнения, вызванный ударными волнами // Механизмы
упрочнения твердых тел. — М.: Металлургия, 1965. — 303 с.

183.	Альтшулер Л.В. Применение ударных волн в физике высоких давлений // Ус-
пехи физ. наук. — 1965. — 85, № 2. — С. 197—258.

184.	Новиков С.А., Синицына Л.М. О влиянии давления ударного сжатия иа величи-
ну критических напряжений сдвига в металлах // Прикл. механика и техн, физика. —
1970. - № 6. - С. 107-110.
185.	Иванов А.Г., Новиков С. А., Тарасов Ю.И. Откольные явления в железе и стали,
вызванные взаимодействием волн разрежения // Физ. тверд, тела. — 1962. — 4, вып. 1. —
С. 249-254.

186.	Сгоы/апд В., МШатзЛР. Ехр1оыуе чуеШтв // Мс1а11иг8. Ксу. — 1970. — 3, Ы 6. —
Р. 79-100.

187.	Саг1 Ь. К. ВгавБ чме!д8 таде Ьу бегопагюп 1три18е// Ме1а1 Рго^г. — 1944,— 46,
14 1. - Р. 102-103.

188.	АПеп И7., Марез 3., ^УИзоп О. Ап еГГесг ргодисед Ьу оЬПцие 1трас1 оГ а суНпОег оп
а (Ып ТагвеГ // Д. Арр!. РЬук. — 1954. — 25,	5. — Р. 675—676.

189.	И'Ьйй З.М., БЬгеДВег Кб, ЦЛШх ЕЛ. Ытйтв сопсШюпз Гог Гогтаиоп т ЬфЬ
уе!осйу Со111з1оп8 // 1Ыд. — 1953. — 24, М 3. - Р. 349—359.

190.	Ваусе А. Ехр1о81ус \че1д(П8 // 8<апГогд Кез. 1п$г. Д. — 1967. — 13^ 1. — 2 Р.

191.	Оауепрог! Р.Е., ЮиуаН С. СгсаПУе МапиГасШппв Хеттаг. — 1961. — Рарег 8Р. —
Р. 60-161.

192.	Абрахамсон ГР. Остаточные периодические деформации поверхности под дей-
ствием пере мешающейся струн // Тр. Амер, о-ва инж.-мех. Сер. Е. Прикладная механи-
ка. - 1961. - 28. - № 4. - С. 45-55.

193.	Реагзоп /. Кесепг адчапсез 1п ехр1о81Уе ргеззтв апд ^е!с11п®: 2д МеГаЬ Еп§. СопГ.
оГ Ехр1о51Уе // Атег. Бос. Ме1а18. — СЫса^о, 1959. — Р. 32—36.

194.	Ехр!оз1уе ууекНпв 18 оп (Не чмау // 8гее1. — 1959. — 145, И 18. — Р. 90—91.

195.	Реагзоп 3. Мега! ууогктв чуйЬ ехр1о81уе8// Д. Ме(а1з. — 1960. — 12, Ы 9. —
Р. 673-681.

196.	Ра(. 3137937 ЦБА, С1.29—486. Ехр1О81Уе ЬопсИпд / С. Соччап, Д. Поймав,
А.Н. Нокхтап. — РиЫ. 26.10.1960.

197.	Ра1. 3024526 ИВА, С1. 29—470. Ехр1ояуе игекИпв/ V. РЫНрсЬик, Г. Во15, Ье Коу. —
РиЫ. 31.8.1960.

198.	РНШрсНик V. Ехр1о81’уе \ус1с11пв 8(аШ8 // Сгеайуе МапиГасГиппв 8ет1паг. А8ТМЕ
Рарег. — Арп1, 1965. — Р. 65—109.

199.	Седых В. С., Дерибас А.А., Биченков Е.И., Тришин Ю.А. Сварка взрывом // Сва-
роч. произ-во. — 1962. — № 5. — С. 3—6.

200.	Никитина Л.А. Использование энергии взрыва для получения биметалличес-
ких листов за рубежом // Бюл. ЦНИИ черн. металлург. — 1973. — № 12. — С. 14—22.

201.	Н1х Н.В. Ехр!ов1оп Ьопдед гпеГак оГГег сНуегяЛсаНоп оГ уеззе! без^п // Магег.
Ргог. апд РегГогт. - 1972. - Ы 12. - Р. 572-580.

202.	Гельман А.С., Цемахович БД., Броновский Г.А. Опыт плакирования взрывом в
машиностроении // Вест, машиностроения. — 1975. — № 11. — С. 60—63.

203.	Гельман А.С., Цемахович Б.Д., Броновский ГА. Облицовка взрывом лопастей ра-
бочих колес радиально-осевых турбин // Тр. ЦНИИ технол. машиностр. — 1973. —
№ 112. - С. 36-40.

204.	Гельман А.С., Первухин Л.Б., Расов ЮК. Сварка взрывом трубных досок сете-
вых подогревателей // Свароч. произ-во. — 1974. — № 1. — С. 15—16.

205.	Союап С.В., ВаЬЖап А.Б. Х(иду оГ де^опабоп т сопдепвед ехр1омуе5 Ьу опе-
д1теп81опа! сЬаппе! Лоху // РЬуз. Р|и1д5. — 1965. — 8. — 14 10. — Р. 1817—1828.

206.	Симонов В.А. Детонация плоских зарядов аммонита 6ЖВ // Физ. горения и
взрыва. -1979. - 15, № 6. - С. 118-121.

207.	Дремин А.Н, Шведов К.К., Кривченко А.Л. и др. Исследование детонации про-
мышленных ВВ. Детонационные характеристики аммонита 6ЖВ // Физ.-техн. пробле-
мы разработки полезных ископаемых. — 1971. — № 1. — С. 46—51.

208.	Шведов К.К., Анискин А.И., Ильин А. Исследование детонации сильно разбав-
ленных пористых ВВ. 1. Влияние инертной добавки на параметры детонации // Физ.
горения и взрыва. — 1980. — 16, № 3. — С. 92—101.

209.	Градополов Ю.А., Дремин А.Н, Михайлов А.Н. К вопросу о волнообразовании
при высокоскоростном соударении металлических тел // Там же. — 1977. — 13, № 2. —
С. 288-291.
210.	Лаврентьев М.А. Кумулятивный заряд и принципы его работы // Успехи мат.
наук. - 1957. - 12, №4. - С. 41-56.

211.	В1гкИо$ С., Мас Лои^аИ Л., Ри%к Е., Тау1ог С. Ехр1о81Уе5 мнгЬ Нпед сау^ез // Л.
Арр1. РЬу5. - 1948. - 19,	16. - Р. 563—582.

212.	Мак-Куин А, Марш С. Динамические исследования твердых тел при высоких
давлениях. — М.: Мир, 1965. — С. 93—143.

213.	Гуревич М.И. Теория струи идеальной жидкости. — М.: Физматгиз, 1961.—
496 с.

214.	Седых В.С. Классификация, оценка и связь основных параметров сварки взры-
вом // Сварка взрывом и свойства взрывных соединений: Сб. тр. — Волгоград: Волго-
град. политехи, ин., 1985. — С. 3—30.

215.	Тананов А.И., Катихин ВД., Гузь И.С. и др. Строение и свойства биметалличе-
ских материалов. — М.: Наука, 1975. — 123 с.

216.	Вакгаги А.Б., В1аск Т.Г, СгохЛапд В. ТЬе тесЬатсз оГ м/ауе ГогтаИоп т ехр1оз1уе
АУеКИпв // Ргос. Коу. 5ос. — 1967. — А296,	1445. — Р. 123—136.

217.	Сомап П.В., Вегтрпапп О.В., Но1щпап А.Н. МесЬапкт оГ ЬопО гопе м/ауе Гогта-
йоп 1п ехр1ояоп-с1а4 теГак // Ме1. Тгапх. — 1971. — 2, И 11. — Р. 3145—3155.

218.	К!ет	ТЬе Ло\у ра(Ь 1П тЬе сопгас! гопе 1п ехрккюп 5^е1с11П8 // Згй 1п(. сопГ. оГ

ГЬе ссп(сг Гог	епегяу Гопгёпв, ХУай Со1ога4о. — Ди1у, 1971. — 18 р. — (Ргерг.)

219.	Нип1 Г.П. ХУаус РоппаНоп 1п Ехр1оыуе ХУе1Фп8 // РЫ1. Мае. — 1968.— 17,
148. - Р. 669-680.

220.	Хаммершмидт М., Крейс X. Микроструктура и механизм образования соедине-
ния при сварке взрывом // Ударные волны н явления высокоскоростной деформации
металлов / Под ред. М.А. Мейерса, Л.Е. Мурра, — М.: Металлургия, 1984. — 512 с.

221.	Кочин Я.Е., Кабель И.А., Розе Н.В. Теоретическая гидродинамика. — М.: Физ-
матгиз, 1963. — 283 с.

222.	Вегтрпапп О.В., Сонал С.В., Но1%тап А.Н. Ехрептета! суЮепсс оГ ГогтаПоп
биппа ехр1081Уе с1ас1с11П8// Тгапк. Ме1а11иг8. 8ос. Атег. 1п§1. МесЬ. Ела- — 1966. — 236,
5. - Р. 646-653.

223,	Годунов С.К., Дерибас А.А., Козин Н.С. Волнообразование при сварке взры-
вом // Прикл, механика и техн, физика. — 1971. — № 3. — С. 63—73.

224.	Кудинов В.М., Бунятян А.Х. Гидродинамическое моделирование процесса обра-
зования волн при сварке металлов взрывом// Автомат, сварка, — 1971.— №8. —
С. 71-76.

225.	Кудинов В.М. Теоретическая оценка размеров локальных расплавов при сварке
взрывом // 2пд 1Ш. 8утр. «Еке оГ ехр1о81ус епег^у Гог тапиГасШппв теГаШс та(епа1$ ичШ
пе\у ргорегйез». — Мапапхкс Ьазпе, 1973. — 1. — Р. 53—60.

226.	Буштедт Ю.П., Добрушин ЛД., Олесова Т.П1. Некоторые особенности сварки
взрывом ударной волной удлиненными зарядами алюминиевых шин большого сече-
ния // V Всесоюз. совеш. по сварке и резке взрывом. — Киев, 1977. — С. 25—26.

227,	Добрушин ЛД., Фадеенко Ю.И., Петушков В.Г Особый режим формирования
соединения при сварке металлов ударной волной // Автомат, сварка. — 2002. — № 2. —
С. 28-32.

228.	Суров В.С. Косое соударение металлических пластин // Физ. горения и взры-
ва. - 1988. - 24, № 6. - С. 115-120.

229.	Бондарь М.П., Оголихин В.М. Пластическая деформация и образование связи
при сварке взрывом медных пластин // Там же. — № 1. — С. 122—127.

230.	Бондарь М.П. Тнп локализации пластической деформации на контактах, опре-
деляющий образование прочного соединения // Там же. — 1995. — 31, № 5. — С. 122—
128.

231.	Тимошенко С.П., Гудиер Дж. Теория упругости. — М.: Наука, 1979. — 560 с.

232.	Седых В. С., Сонное Л. П. Расчет энергетического баланса сварки взрывом//
Физ. и химия обработки материалов. — 1970. — № 2.

233.	Кривенцов А.П., Седых В.С. О роли пластической деформации металла в зоне
соединения при сварке взрывом // Там же. — 1969. — № 1. — С. 132—144.
234.	Седых В. С Сварка взрывом как разновидность процесса соединения металлов
в твердой фазе // Сварка взрывом и свойства сварных соединений: Тр. Волгоград, по-
литехи. ии-та. — 1974. — Вып. 1. — С. 3—24.

235.	ШсМег Н. СггипсНа^е ип<3 Апч/епдипе <1ег 8ргепйр1агпегег1$ ипд Зргепекс/втежеп //
5сЬи/е^гесЬп1к. — 1975. — 29, К7.-8. 116—120.

236.	Н/И1тап К.Н. ТИе (пПиепсе оГ соПкюл рагатеигз оп Фе зГгепвФ апд пгнспмтю-
1иге оГ ап ехр1оаюп \уеИеб а1ипгнпшт аПоу // 13зе оГ ехр1о81Уе епсщу т тапиГасШппв те-
(а1Ис таФпак \У]Ф пей' ргорегйев // Ма1ег. 2лс1 1п1. яутр., Мапапзке Ьазпе. — 1973. —
С. 153-158.

237.	Козин Н.С., Мали В.И, Рубцов М.В. О тенге нцнальном разрыве при схлопыва-
нии биметаллической облицовки // Физ. горения н взрыва. — 1974. — 13, № 4. —
С. 619-625.

238.	Годунов С.К., Дерибас А.А., Мали В.И О влиянии вязкости материала на про-
цесс образования струй при соударениях металлических пластин // Там же. — 1975. —
11, № 1. - С. 3-18.

239.	Минеев В.Н., Савинов Е.А. Вязкость и температура плавления алюминия, свин-
ца и хлористого натрия При ударном сжатии // Ж. эксперимент, и теор. физики. —
1967. - 52, № 3. - С. 629—636.

240.	Ильюшин А.Л. Вязкость металлов // Уч. зап. Моск. гос. ун-та. Механика. —
1940. - Вып. 39, № II. - С. 18-22.

241.	Попов С.М. Абсолютная вязкость сталей // Инж. сб. — 1941. — 1, № 1. —
С. 27-36.

242.	Сахаров АД., Зайдель Р.М., Минеев В.И., Олейник А.Г Экспериментальное исс-
ледование устойчивости ударных волн и механических свойств вещества при высоких
давлениях и температурах //Докл. АН СССР. — 1964. — 159, № 5. — С. 1019—1022.

243.	Дерибас А. А. О некоторых явлениях при высокоскоростных соударениях твер-
дых тел // Физ. горения и взрыва. — 1973. — 9, № 2. — С. 268—281.

244.	Сопап ОД., Нокупап А Н. ?1о\у сопйвнгабоп т соШФпв р1а1е$: ехр1оз]Уе
ЬопсПпв //1. Арр1. Рйу$. — 1963. — 34,	4. — Р. 928—939.

245.	Дерибас А. А., Захаренко ИД. Определение предельных режимов соударения,
обеспечивающих сварку металлов взрывом// Физ. горения и взрыва. — 1975. — 11,
№ 1. - С. 151-153.

246.	Дерибас А.А., Захаренко ИД О поверхностных эффектах при косых соударени-
ях металлических пластин // Там же. — 1974. — № 3. — С. 409—421.

247.	Кривенцов А.Н., Седых В.С. О роли пластической деформации металла в зоне
соединения при сварке взрывом // Физ.-хим. обработка материалов. — 1969. — № 1. —
С. 132-141.

248.	Ефремов В.В., Захаренко ИД. К определению верхней границы области сварки
взрывом // Физ. горения и взрыва. — 1976. — 12, № 2. — С. 255—260.

249.	Каракозов Э.С. Сварка металлов давлением. — М.: Машиностроение, 1986. —
280 с.

250.	Гельман А.С. Основы сварки давлением. — М.: Машиностроение, 1970,—
312 с.

251.	Мскее Г., СгозНапд В. ЕшФег ехрепшепк оп Фе теейатзт оГ ехр]о$1Уе тскйпв,
5-Ф 1п1егп. // Рпк. СопГ. оГ Швй Епещу Ка1е РаЬпсагюп, 1975. — Оепусг, 1975. —
Р. 4.3.1-4.3.14.

252.	Смелянский В.Я., Рыскулов М. Г., Кожевников В.Е. К вопросу о расчете режимов
сварки взрывом разнородных материалов. Волгоград, политехи, ии-т. Сварка взрывом и
свойства сварных соединений: Сб. ст. — Волгоград: Волгоград политехи, ин-т, 1986. —
С. 54-62.

253.	Седых В.С. Сварка взрывом: В 2 т. — М.: Машиностроение, 1978. — Т. I: Сва-
рка в машиностроении. — С. 362—375.

254.	Рыкалин Н.Н., Шоршоров М.Х., Красулин Ю.Л. Физические и химические проб-
лемы соединения разнородных металлов // Неорган. ионообмен. материалы. — 1965. —
1. - С. 29-36.
255.	Шоршоров М.Х. Физические и химические основы способов соединения разно-
родных металлов: Сварка. — М.: ВИНИТИ, 1966. — С. 5—29.

256.	Рыколин Н.П. Расчеты тепловых процессов при сварке. — М.: Машгиз, 1951. —
290 с.

257.	Седых В.С., Казак Н.Н. Сварка взрывом и свойства сварных соединений. —
М.: Машиностроение, 1971. — 70 с.

258.	Мак Лик Д. Механические свойства металлов. — М.: Металлургия, 1965.—
430 с.

259,	Гельман А.С. и др. Плакирование стали взрывом. — М.: Машиностроение,
1978. - 191 с.

260.	Еуьак У.Е, Кизтт 5. V. Ехр1о$1Уе ^е]фп(» оГ те(а! сотрохйе таГепакч / Ед. Ьу
В.Е. РаГоп. — К1су; РаГоп ХУеПд. 1пзГ., 2003. — 115 Р.

261а.	Лысак В.И., Седых В.С., Трыков Ю.П. Влияние параметров процесса сварки
взрывом на критическую усредненную массу соударяющихся слоев // Сварочн. Пр-
во. — 1981. -№ 9, - С. 6-10.

2616.	Лысак В.Н., Седых В.С., Трыков Ю.П. Закономерности формирования соединений
при сварке взрывом слоистых композиционных материалов // Там же, — 1983. — №3. —
С. 4-6.

262.	Лысак В.И., Кузьмин СВ. Сварка взрывом. — М.: Машиностроение, 2005. — 512 с.

263,	Лысак В.И., Седых В.С, Трыков Ю.П. Определение критических границ про-
цесса сварки взрывом // Там же. — 1984. — № 5. — С. 6—8.

264,	РеШДгкоу КС, З/топоу КА., Зедукк УД., Еадеепко Уи.1. Ехр1омоп м/е1д1п$
сгйспа. \Уе1Фпв апд ЗигГас1П8 К.еУ1е\у / Ед. Ьу В.Е. РаЮп. — Напуоод Асадепнс РиЬИкЬеге,
1995. - 3, Р1. 4. - 127 р.

265.	Астров Е,И. Плакированные многослойные металлы. — М.: Металлургия, 1965. —
240 с.

266.	Рябов В. Р.. Рабкин Д.М., Курочко Р.С. Сварка разнородных металлов и спла-
вов. -М., 1984. - 312 с.

267.	Даркен Л.С., Гур ри ЕС. Физическая химия металлов. — М.: Металлургия, 1960. —
582 с.

268.	Фридман Я.Б., Зилова Г.К., Демина Н.И. Изучение пластической деформации и
разрушения методом накатанных сеток. — М.: Оборонгиз, 1962. — 190 с.

269.	Пашков ПО. Пластичность и разрушение металлов. — Л.: Судпромгиз, 1959. —
245 с.

270.	Седых В.С. Особенности микронеоднородности сваренных взрывом соедине-
ний // Сварка взрывом и свойства сварных соединений: Тр. Волгоград, политехи, нн-
та. - 1975. - Вып. 2. - С. 3-39.

271.	Волченко В.И. Оценка эффективности сварочных процессов // Сварка в маши-
ностроении. — М,: Машиностроение. — 1978. — 1. — С. 9—21.

272,	Краснокутская И.Н. и др. О механизме пластической деформации при сварке
взрывом // Физ.-хим. обработка материалов. — 1969, — № 6. — С. 99—102.

273.	Седых В.С., Сонное А.П., Шморгун В.Е Определение местной деформации при
сварке взрывом // Изв. высш. учеб, заведений. Черная металлургия. — 1984 — № 11. —
С. 135-139.

274.	Шморгун В.Г., Сонков А.П., Мерьков М.Ю. О взаимосвязи распределения энер-
гии пластической деформации с прочностью соединений, получаемых сваркой взры-
вом // Сварка взрывом и свойства сварных соединений: Межвед. сб. научн. тр. — Вол-
гоград: Волгоград, политехи, ин-т. — 1985. — С. 31—36.

275.	Высокоскоростная деформация металлов / Под ред. А.А. Шахназарова. — М.:
Машиностроение, 1966. — 150 с.

276.	Седых В, С, Сонное А.П. Расчет условий оплавления и количества оплавленно-
го металла при сварке взрывом // Сварка взрывом и свойства сварных соединений: Тр.
Волгоград, политехи, ин-та. — 1974 — Вып. 1, — С. 25—34.

277.	Сонное А.П., Седых В.С. Количественная оценка оплавления металла при свар-
ке взрывом // Там же. — 1975. — Вып. 2. — С. 39—46.
278.	Седых В.С., Сонное А.П. Расчет режимов сварки разнородных металлов // Сва-
рка взрывом и свойства сварных соединений: Межвуз. сб. науч. тр. — Волгоград: Волго-
град. политехи, ин-т., 1991, — С. 1—13.

279.	Рыкалин Н.П. Источники энергии для сварки // Свароч. произв-во. — 1974. —
№11.- С. 52—56.

280.	Кудинов В.М,, Захаренко ИЛ. Критерии выбора параметров режима сварки
взрывом // Там же. — 1985. — № 9. — С. 1—3.

281.	Ехр1ох1?е \Уе1д1П8, Гогпнпв апд Сотрасйоп / Е0. Ьу Т.Х. В1ахуП8к1, — Ьопдоп;
14. V.: Арр1. 8с1. РиЫ., 1983. - 276 р.

282.	Захаренко ИЛ., Злобин Б.С. Влияние твердости свариваемых материалов на
положение нижией границы сварки взрывом // Физ. горения и взрыва. — 1983. — 19,
№ 5. - С. 170-174.

283.	Симонов ВЛ Области сварки взрывом. Основные параметры и критерии. —
Новосибирск: Ин-т гидродинамики им. М.А. Лаврентьева СО РАН, 1995. — 61 с.

284,	Симонов В.А. О связи пластической деформации с углом соударения при свар-
ке взрывом // Физ. горения и взрыва. — 1991. — 27, № 3. — с. 91—94.

285.	Симонов В.А. Дополнительные ограничения области сварки взрывом // Там
же. - 1992. - 28, № 4. - С. 110-114.

286.	Автоматизированный байк данных технологических схем изготовления слоис-
тых композиционных материалов с помощью сварки взрывом / В.А. Сапарии, С.В. Кузь-
мин, В.И. Лысак, Д.В. Стариков // Механика и технология изделий из металлических и
металлокерамических композиционных материалов: Матер. 2-й Межреспубл. конф. —
Волгоград; Ин-т качеств, 1996. — С. 182—184.

287.	Лысак В.И., Кузьмин С.В. Основные схемы и параметры сварки взрывом слои-
стых композиционных материалов (СКМ). // Сварка взрывом и свойства сварных сое-
динений: Межвуз. сб. науч. тр. — Волгоград: Волгоград, гос. техн, ун-т, 1998. — С. 3—28.

288,	Гельфанд БЕ., Силильников М. В. Фугасные эффекты взрывов. — СПб.: ООО
«Издательство Полигон», 2002. — 272 с.

289.	Вахненко В.А., Кудинов В.М., Поломарчук Б.И. К вопросу о затухании сильных
ударных воли в релаксирующих средах// Физ. горения и взрыва. — 1984.

С. 105-111.

290.	Поломарчук Б.И., Петушков В.Г., Вахненко ВЛ К вопросу безопасности близ-
корасположенных объектов при обработке металлов взрывом // Автомат, сварка. —
1995. - № 2. - С. 28-32.

291.	Единые правила безопасности при взрывных работах. — Киев: Норматив,
1992. - 172 с.

292.	Конон ЮЛ, Федоров В.Н., Первухин Л.Б., Быков АЛ Коррозионно-стойкий би-
металл для сельхозмашиностроения. — М.: Машиностроение, 1984. — 112 с.

293.	Дерибас АЛ., Ставер А.М. Пятая Международная конференция по обработке
металлов высокой энергией // Физ. горения и взрыва. — 1976. — № 2. — С. 310—316.

294.	Опытно-зкснериментальный участок по обработке металлов взрывом в подзем-
ных условиях на Зыряновском свинцовом комбинате / А.Г. Досказиев, А.А. Дерибас,
Ю.М. Спивак и др. // Экспресс-информация КазНИИНТИ. — 1977. — 10 с.

295.	Богровская Я., Фручек М., Корзун М. Некоторые проблемы, связанные с умень-
шением эффекта взрыва // Использование энергии взрыва для производства металличе-
ских материалов с новыми свойствами: Матер. 111 Междунар, си мп. — Марианске-Лаз-
не, 1976. - С. 515-522.

296.	Кудинов В.М., Поломарчук Б.И., Вахненко В А. и др. Об эффективности затуха-
ния ударных воли в релаксирующих средах // Использование энергии взрыва для прои-
зводства металлических материалов с новыми свойствами: Матер. V Междунар, симп. —
Готвальдов, 1982. — С. 347—356.

297.	Турин АЛ Управление ударными волнами при взрывных работах. — М.: Не-
дра, 1978. — 81 с.

298.	Ри$еп цпд Гогтеп «ЗигсЬ Зргепееп ЬиО Н // УО1. — №сИпсМеп. 1983. —
М 41. - Р. 58.
299.	Адищев В.В., Корнев В.М. К расчету оболочек взрывных камер // Физ. горения
и взрыва — 1979. -М6.-С. 108—114.

300.	Демчук А.Ф. Принципы определения прочностных характеристик взрывных
камер // Обработка металлов взрывом: Материалы II Междунар. симп. (Прага, 1974 г.). —
1974. -Т. 2. - С. 403-411.

301.	Тау1ог Е. ОегопаИоп 1п Сопдепаед Ехр1о$1УС8. — ОхГогд, 1952.

302.	Ри%Н Е.М., Е1сНе1Ьег$ег КЕ. // 3. Арр1. РЬу8. — 1952. — 23. — Р. 532—537.

303.	БкШтог ЕС., НаП 5. 4-1Ь $ут. оп ОеХопаИоп. — 1966.

304.	Златин Н.А. О роли сжимаемости в процессе динамического деформирования
пластичных тел // Некоторые проблемы прочности твердого тела. — Л.: Изд-во АН
СССР 1959 ____С. 222__229.

305,	Раск В.С, Еуапз №.М. // Ргос. РЬуз. 8ос. - 1951. - 64. - Р. 298.

306.	АШзоп ЕЕ., УНаИ Я ВНЕ Кероп X 1184.- 1963.

307.	Галкин В.В., Гильманов Р.А., Дроговейко И.З. Взрывные работы под водой. —
М.: Недра, 1987. — 232 с.

308.	Никитин Е.В. Автореф. дис. ... канд, техн. наук. — М., 1966.

309,	Королев И.В., Пасынская ЛД. Разработка морских нефтяных и газовых место-
рождений в Норвегии // Обзор, ииформ. Сер. Разработка и эксплуатация морских неф-
тяных и газовых месторождений, — 1984. — Вып. 4 — 55 с.

309а. БсИа/зшИ Н.С., 8ска1/ег Я. 8сЬпеИеп шкег 1Уа55ег ЕпЬмсйипвв атМшеп Гиг сНе
Мееге^есЬшк // $с1пуе)8$. ипд 8сЬпек1. — 1979. — 31, И 2. — 8. 516—524.

3096. БиЬтегыЫе-ореамес! р1реПпе ргерагаиоп // Р1ре$ апд Р|реНпе8 1п1. — 1978. —
23, И 4. - Р. 7-8.

ЗО9в. 5гаАег?4.И< 8иг/еу оГ ипс!сг \уаюг сиитё иейтциез // МеСа! СопЛг. апд Вп1.
'Уек!. I - 1976. - И 6. - Р. 261-264.

310,	Гречка Ю.В., Кучеренко В. Ф. Выбор защитных оболочек УКЗ для подводной
резки трубчатых конструкций // Сварка и резка взрывом. — Киев: Ин-т электросварки
им. Е.О. Патона, 1981. — С. 22—25.

311,	А.с. 917598 СССР. Кумулятивный заряд для резки преград в жидкой среде/
В.М. Кудииов, Б.И. Паламарчук, С.Г. Лебедь и др. — Опубл. 25.08.80.

312.	Апин А.Я., Афанасенков А.И., Дубовик ГВ. и др. О передаче детонации на расс-
тояние // Докл. АН УССР. — 1962, 147, — № 5,

313.	Апин А.Я., Велина Н.Ф. О критических диаметрах зарядов ВВ и скорости дето-
нации гексогена // Взрывн. дело, — 1967. — № 63/20.

314.	Афанасьев ГТ., Коболев В.В., Дубовик А.В. и др. О механизме возбуждения и ра-
звития взрыва при механических воздействиях. — Там же.

315.	Коул Р. Подводные взрывы — М.: Изд. иностр, лит-ры, 1960. — 214 с.

316.	А.с. 1062966 СССР. Способ гашения ударных волн в жидкости / А.Н. Алиев,
П.Б. Богатырев, В.А. Вахненко и др. — Опубл. 22.08.83.

317.	Беляев А.Ф. Горение, детонация и работа взрыва конденсированных систем. —
М.: Наука, 1966.

318.	Боуден Ф.Ф., Иоффе АД. Возбуждение и развитие взрыва в твердых и жидких
веществах. — М.: Изд-во иностр, лит., 1955.

319.	Соколов А.В., Аксенов Ю.Н. О возбуждении и развитии детонации в гексоге-
не // Взрывн. дело. — 1963. — № 52/9.

320.	Воронцов В.Р., Дубнов Л.В. Исследование передачи детонации между зарядами
аммонита № 6ЖВ и тротила. — Там же. — 1975. — № 75/32.

321.	Воскобойников И.М., Богомолов В. П„ Маргони АД и др. Определение времени
разложения гексогена при воздействии иа него ударной волны, — Там же. — 1967. —
№ 63/20.

322.	Дремин А.Н., Савров ОД., Трофимов В.С. и др. Детонационные волны в кон-
денсированных средах. — М.: Наука, 1970.

323.	Бюрло Б. Детонация через влияние. — М.: Изд-во Артиллерийской академии,
1934.

324.	Соколов А.В., Аксенов Ю.Н. О возбуждении и развитии детонации в гексоге-
не // Взрыви, дело. — 1963. — № 52/9.
325.	КшНпоу ИЛ/., Ра1атагс(шк В.!., УакНпепко У.А. е( а1. Кс1аха1юп рЬепотепа 1п а
Гоату кСгисСиге // 8Ьоск чгауез, Ехр1о$юп, апб ОсСопабоп. — 1963. — 87. — Р. 96—118.

326.	А.с. 917598 СССР. Кумулятивный заряд для резки преград в жидкой среде /
В.М. Кудииов, Б.И. Паламарчук, С.Г. Лебедь и др. — Опубл. 25.08.80.

327.	Протасов В.Р., Богатырев П.Б., Векилов Э.Х. Способы сохранения ихтиофауны
при различных видах подводных работ. — М.: Лег. н пищ. пром-сть, 1982. — 88 с.

328.	Балашканд М.И., Век илов Э.Х., Ловля С. А. и др. Новые источники сейсморазве-
дки, безопасные для ихтиофауны. — М.: Наука, 1960. — 80 с.

329.	Петушков В.Г. Импульсные технологии фрагментации и удаления ТСМ из
объекта «Укрытие» // ЕВР. Раскате О. Тазк 20. Керой 2. — 1999. — 35 с.

330.	Росинский Н.Л., Магойченков М.А., Гладкий Ф.М. Мастер-взрывник. — М.: Не-
дра, 1988. — 146 с.

331.	Стикачев В.И., Шевцов Н.Р., Воронин П.А., Михайлов А. П. Анализ результатов
внедрения воздушно-механической пены при взрывных работах иа шахтах Донбасса //
Взрывн. дело. — 1973.

332.	Исходные данные и положения на разработку эскизного проекта комплекса
дистанционно-управляемых агрегатов и средств, обеспечивающих извлечение ТСМ н
РАО из подреакторных помещений 4-го энергоблока ЧАЭС, их контейнеризацию и
хранение // Отчет — 11.3948.О67ИД. — Чернобыль,

333.	А.с. 721 970 СССР Способ гашения ударных волн при обработке металлов
взрывом / В.М. Кудинов, Б.И. Паламарчук, В.Г. Петушков и др. — Опубл. 21.11.79.

334.	Шевцов Н.Р., Стикачев В.И. Воздушно-механическая пена как средство повы-
шения безопасности взрывных работ// Инф. выпуск № В-196. — М.: ИГД им. Скочи-
нского, 1968.

335.	Справочник взрывника / Под ред. В.Н. Кутузова. — М.: Недра, 1988.

336а.	Садовский А. М. Механическое действие воздушных ударных волн по данным
экспериментальных исследований // Физ. взрыва. — 1952. — № 1. — С. 20—110.

ЗЗбб.	Ехр1о51оп Ьахагбз апб еуа1иабоп / 1У.Е. Вакег, Р.А. Сох, Р.8. 1Уе5Йпе еС а1. —
АпШегбат; ОхГогд; Ы. У.: Е18еу!ег 8сЕ РиЪ1. Со., 1983. — 807 Р.

337.	Паламарчук Б.И., Малахов А. Т., Волгин Л.А. и др. Особенности применения
взрывных технологий для фрагментации металлических РАО // Автомат, сварка. —
1998. - № 3. - С. 18-21.

338.	Уо1$п Б.А., Кою (ее V А.Уа., Ма1акоу(сН А.Р. е(. а1. Ехр1о5юп \*екПпв апд сиШпв 1п
аегозрасе еп^пееппе // Ргос. 1пС. сопГ «ХУсИтя ш ярасе апд соплгисйпя храсе уеЫс1ех Ьу
\*екйп8» (Саггокоп, С8А). — Саггокоп, 1991. — Р. 27О—281.

339.	Михеев П.П., Труфяков В.И., Буштедт Ю.П. Применение импульсивной обра-
ботки для повышения выносливости сварных соединений // Автомат, сварка. — 1967. —
№ 10. - С. 63-64.

340.	Гринченко И.Г. Упрочнение деталей из жаропрочных и титановых сплавов. —
М.: Машиностроение, 1971. — 120 С.

341.	МсМег И. Еш(1и$ ехГгет ЬоЬгег ВеихСип^ехсИ^гкИйкейеп аиГ <11е 8ггис1иг ипд
ЕщепхсЬаАсп аихГепШексЬег Сг-М1-81ак1е // ТесЬп1к. — 1973. — 28,	8. — Р. 507—513.

342.	А.с. № 334 880 СССР. Способ упрочнения сварного соединения / В.М. Куди-
нов, Н.В. Березина, В.Г. Петушков и др. — Опубл. 10.01.72.

343.	Кудинов В.М., Березина И.В., Лебедев Б.Ф., Пащин А. И Исследование возмож-
ности повышения коррозионной стойкости сварных соединений с помощью их взрыв-
ной обработки. // Новое в технологии сварки металлов взрывом: Материалы Ш Все-
союз. совещ. по сварке и резке взрывом (Волгоград, 1969). — Киев: Ин-т электросварки
им. Е.О. Патона, 1970. -- Часть 2. — С. 237—242.

344.	Вологдин В.П. Деформации н напряжения при сварке судовых конструкций. —
М.: Оборонгиз,1945. — 148 с.

345.	Рыкалин Н.П. Расчеты тепловых процессов при сварке. — М.: Машгиз, 1951. —
296 с.

346.	Николаев ГА., Куркин С.А., Винокуров В. А Расчет, проектирование и изготов-
ление сварных конструкций, — М.: Высш, шк., 1971. — 760 с.
347.	Сварка в машиностроении: Справочник: В 4 т. / Редкол. Г.А. Николаев, В.А. Ви-
иокуров, В.М. Сагалевич и др. — М.: Машиностроение, 1979. — Т. 3. — 567 с.

348.	Окерблом ИО. Расчет деформаций металлоконструкций при сварке. — М.; Л.:
Машгиз, 1955. — 165 с.

349.	Трочун И.П. Внутренние усилия и деформации при сварке. — М.: Машгиз,
1964. — 248 с.

350.	Талыпов ГБ. Сварочные деформации и напряжения. — Л.: Машиностроение,
1973. - 278 с.

351.	Махненко В.И. Расчетные методы исследования кинетики сварочных напряже-
ний и деформаций. — Киев: Наук, думка, 1976. — 320 с.

352.	Труфяков В.И. Усталость сварных соединений. — Киев: Наук, думка, 1973. —
216 с.

353.	Ва1уик ИИ, КНпрПуу}А.А., ГотйЛюу 8.К. е1. а1. ЕЙ1с1епсу оГ аррИсайоп оГ йеа1
апс! уФгаНоп 1геа1теп1а Гог с!есгеа$е т Гс$1с1иа1 зГгевкез оГ о/еШсс! ЛгисШгез // Нсас ГгеастепГ
оГ 51ее1 хте!с!ес! ЛгисШгех. — ОхГогс!: Рег^атоп Ргеж, 1984. — Р. 343—345.

354.	Касаткин Б.С., Кудрин А.Б., Лобанов Л. М. Экспериментальные методы иссле-
дования деформаций и напряжений. — Киев, Наук, думка. — 1981. — 583 с.

355.	Бакши О.А., Клыков НА., Романов Е.С. О совместном влиянии концентрации
напряжений, свойств металла околошовной зоны и остаточных напряжений на уста-
лость образцов при плоском напряженном состоянии// Автомат, сварка, — 1971. —
№ 7. - С. 8-10.

356.	Иванова В.С., Гуревич С.Е., Копьев ИМ. и др. Усталость и хрупкость металли-
ческих материалов. — М.: Наука, 1968. — 216 с.

357.	Иванов С.И., Павлов В.Ф. Влияние остаточных напряжений н наклепа иа уста-
лостную прочность. — Пробл. прочности. — 1976. — № 5. — С. 25—27.

358.	Кудрявцев И.В., Наумченков НЕ. Усталость сварных конструкций. — М.: Ма-
шиностроение, 1976. — 270 с.

359.	Бабаев А.В. Сопротивление усталости стыковых соединений с подрезами и ос-
таточными напряжениями // Автомат, сварка. — 1979. — № 8. — С. 9—11.

360.	Кудрявцев Ю.Ф. Закономерности изменения сварочных остаточных напряже-
ний в зонах концентраторов при циклическом иагружнии: Автореф. дис. ... канд. техн,
наук. — Киев: ИПП АН УССР, 1984. — 16 с.

361.	Труфяков В.И, Кныш В.В., Михеев В.В. и др. Зависимость скорости развития
усталостных трещин от асимметрии цикла // Пробл. прочности. — 1987. — № 3. —
С. 5-7.

362.	Стеклов О.И. Прочность сварных конструкций в агрессивных средах. — М.:
Машиностроение, 1976. — 200 с.

363.	Кулиев В.Д., Каплун А.Б. Влияние остаточных напряжений на рост усталостных
трещин в сварных соединениях // Пробл. прочности. — 1980. — № 3. — С. 41—43.

364.	Труфяков В.И, Михеев П.П., Кузьменко А.З. Влияние остаточных сварочных
напряжений на развитие усталостных трещин в конструкционной стали // Автомат,
сварка. — 1977. — № 10. — С. 6—11.

365.	Труфяков В.И, Михеев П.П., Кузьменко А.З. Влияние масштабного фактора и
остаточных сварочных напряжений на скорость распространения усталостных тре-
щин // Пробл. прочности. — 1980. — № 6. — С. 20—22, 30.

366.	Труфяков В.И, Кудинов В.М., Михеев П.П. и др. Повышение несущей способнос-
ти сварных конструкций взрывной обработкой // Применение энергии взрыва в свароч-
ной технике. — Киев: Ин-т электросварки им. Е.О. Патона. — 1977. — С, 141—147.

367.	Глинка Г. Влияние формы распределения ОН на рост усталостных трещин //
Пробл. прочности. — 1978. — № 5. — С. 51—54.

368.	СНадУйск М.О. Ноу/ ехр1051Уе реешпв аПесГз Га1щие ргореплез щ Мага^Шй Лес1,
ЕопмуеШ апс! А1:Хп;Мп а11оу// Ме1а1 СопЛг. апс! Вгй. \Уе1с1, 1, — 1971. — Рай 1. — 3,
10. - Р. 374-380; Рай 2. - 3, -	11. - Р. 413-415.

369.	Боозетоге С. К 8 И ос к 1оасНпв 1тргоуез ]О1пС ргорегЦеа т слагаете Леек // У/ек!.
апс! МеГа! ЕаЬг. - 1984.	5, - Р. 191-197.
370.	Рае^оМ Н., Ре/егусНа§еп Н. ТЬе еГГесС оГ ро$(-*е1д ехр1о8юп ггсаСтспГ оп гЬс
Ганине хггсп^Ь оГ р1агез хуЙЬ 1оп$йид1па1 йПЙепегз:	ООС №1369-90. — 19 Р.

371.	Вотзспеиег Р. ТЬе ейесС оГ хуе1д1П8 гез^диа! хСгеззев оп (Ье Ьиск1т$ 1оад.ч оГ
со1итп8, р1а(с8 апд зЬеПх гладе оГ 8(ее1 // 8сЬ^е155. ипд 8сЬпе1д. — 1985. — 37,	8. —

8, Е114-Е117.

372.	7као Бк1Ва, Скеп УУеаЬо, Бкеп Уи е(.а1. ШуеЛдапоп оп (Ье геПеГ оГ ге51диа! Лгез-
5е$ 1п гЬс Ьии жЛдтепгз оГ тедгит апд (Ыск зесЕюп Ьу ехр1о$]Оп СгеаСтеп! // СЫп. 3. МеС.
8с1. ТесЬпо!, — 1986. — 2. — Р. 345—349-

373.	Меуегз М.А. Оупагтис ВеЬауюг оГ Масепак. — 138А, СаПГопиа; ЗоЬп УЛНсу &
8оп8, 1994. — 210 р.

374.	Кныш В.В. Определение циклической долговечности элементов конструкций
при торможении усталостных трещин // Автомат, сварка. — 2000. — № 9/10. — С. 73—75.

375.	Труфяков В.И., Кныш В.В., Михеев В.В, и др, Методика расчетной оценки цик-
лической трещиностойкости с учетом влияния остаточных напряжений // Там же. —
1990, - № 1. - С. 1-4.

376.	Уэллс А.А. Влияние остаточных напряжений на хрупкое разрушение// Разру-
шение; В 5 т. / Пер. с англ, под ред. Г. Либовица. — Т, 4; Исследование разрушения
для инженерных расчетов. — М.: Машиностроение, 1977. — С. 299—332.

377.	Холл У. Дж., Кихара X., Зут Б., Уэллс А .А. Хрупкие разрушения сварных конс-
трукций, — М.: Машиностроение, 1974, — 320 с,

378.	Лангер Н.А., Ягупольская Л.Н. Влияние остаточных напряжений на коррозион-
ную стойкость сварной аппаратуры, работающей в щелочных средах // Влияние рабо-
чих сред на свойства материалов. — Киев: Изд-во АН УССР. — 1963. — Вып. 2, —
С. 36-43.

379,	Щелочная хрупкость и повышение стойкости аппаратуры глиноземного произ-
водства / Под ред. В.И. Артемьева, О.И. Стеклова. — М.: ЦНИИТЭИцветмет, 1971. — 88 с.

380,	Сушков А.И,, Троицкий И.А. Металлургия алюминия. — М.: Металлургия,
1965. - 520 с.

381.	Стеклов О.И. Стойкость сварных соединений и конструкций при коррозии в
напряженном состоянии: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. — М., 1972, — 34 с.

382.	Сероводородная коррозия газопромыслового оборудования и некоторые методы
защиты. — М.: ВНИИГазпром, 1971. — 30 с.

383,	Шпарбер И.С, Сульфидное растрескивание стали и борьба с ним в нефтегазо-
добывающей промышленности (обзор зарубежной литературы). — М.: ВНИИЭГазпром,
1970. - 122 с.

384,	Карпенко Г.В. Прочность стали в коррозионной среде. — М.; Киев: Машгиз,
1963. - 188 с.

385.	Легезин Н.Е. Зашита от коррозии промысловых сооружений в газовой и неф-
тедобывающей промышленности, — М..‘ Недра, 1973. — 168 с,

386.	Лившиц Л.С,, Гринберг Н.А. Роль микронапряжений в кристаллической решет-
ке при коррозионном растрескивании // физ.-хим. мех. материалов. — 1976. — № 6. —
с, 106-107.

387.	Мороз Л, С., Чечулин Б,Б. Водородная хрупкость металла. — М.: Металлурги»,
1967. - 256 с.

388.	Стеклов О.И., Перунов Б.В., Попов В.А. Влияние растягивающих напряжен^
на микрораспредслсние диффузионно-подвижного водорода // Коррозия и зашита 
иефгедоб. пром-сти. Науч,-техн. сб. — 1978. — № 9. — С. 3—4.

389.	Лившиц Л. С., Бахрах Л.П, Стромова Р.П. Оценка поврежден ности металла
труб и сварных соединений газом, содержащим сероводород // Там же, — 1976. —
Вып. 5. — С. 16—23.

390.	Гутман Э.М. Мехаиохимия металлов и защита от коррозии. — М.: Металлур-
гия, 1981. — 272 с.

391.	Гутман Э.М., Эффендиев Э.Э., Петушков В.Г. и др. Коррозионная стойкость в
сероводородсодержащих средах сварных швов газопроводных труб // Автомат, свар-
ка. - 1988. - № 2. - С. 23—26.
392.	Яковлев А.И. Коррозионное воздействие сероводорода на металлы // Вопросы
зарубежной техники. — М., 1972. — С. 32—37.

393.	Исаев А.И., Антонов В.Г, Афанасьев В.П. и др. Влияние парциальных давлений
сероводорода на растрескивание углеродистых н низколегированных сталей // Физ.-
хим. мех. материалов. — 1980. — № 5. — 31—36 с.

394.	Слепцов О.И., Михайлов В.Е., Петушков В.Г. и др. Повышение прочности свар-
ных конструкций для Севера. — Новосибирск: Наука, 1989, — 223 с.

395.	Долби Р. Зарождение хрупкого разрушения в малопрочных свариваемых ста-
лях // Новые методы оценки сопротивления металлов хрупкому разрушению / Пер. с
англ, под ред. Ю.Н. Работнова. — М.: Наука, 1972. — С. 399—418.

396.	Сагде А.М., И Вг1Л1е сгаск 1пй1айоп аг Фс е1аябс-р1а8йс тСсгГасе //
МесаИтв. Тгапк. - 1972. - 3^ 11. - Р. 2811-2816.

397.	Гапченко М.И. Хрупкое разрушение сварных соединений и конструкций. —
М.; Киев: Машгиз, 1963. — 182 с.

398.	Даффи У.А., Мак-Клур Дж.М., Айбер Р.Дж., Мэкси У. Л. Практические примеры
расчета на сопротивление хрупкому разрушению трубопроводов под давлением // Раз-
рушение: В 5 т. / Пер. с англ, под ред. Г. Либовица. — Т. 5: Расчет конструкции на хруп-
кую прочность. — М., Машиностроение, 1977. — С. 146—209.

399.	Патон Б.Е., Аснис А.Е. О некоторых причинах разрушения сварных соедине-
ний труб газопроводов // Автомат, сварка. — 1954. — № 3, — С. 55—58.

400.	Жемчужников Г.В., Гиренко В.С. Некоторые закономерности хрупкого разру-
шения // Автомат, сварка. — 1967. — № 4. — С. 6— 11.

401.	Гиренко В.С., Котенко Э.В. Влияние остаточных напряжений и деформацион-
ного старения на сопротивляемость стали образованию хрупких трещин // Там же. —
1968. - № 2. - С. 34-37.

402,	Шеверницкий В.В., Жемчужников ГВ., Новиков В.И., Труфяков В.И. Статичес-
кая прочность сварных соединений из малоуглеродистой стали. — Киев: Изд. АН
УССР, 1951. - 106 с.

403.	Копельман Л.А. Сопротивляемость сварных узлов хрупкому разрушению. — Л.:
Машиностроение, 1978. — 232 с.

404.	Мюнзе У.Х. Хрупкие разрушения в сварных соединениях // Разрушение: В
5 т./ Пер. с англ, под ред. Г. Либовица. — М.; Машиностроение, 1977. — Т. 4: Иссле-
дование разрушения для инженерных рЭСЧСТОВ. — С. 333—385.

405.	Разрушение. В 5 т. / Пер. с англ. под. ред. Г. Либовица. — М.: Машинострое-
ние, 1977.

406.	Наггка О.О., Те1е1тап А.8. Сгаск аггезС ш сгап5Уегъе1у 1оас1ес1 е1а<т(с р!аге§ // Епд.
Ргас. МесЬ. - 1972. - 4. - Р. 93-106.

407.	Климочкин М.М. Методика определения ширины зоны нагрева при местном
высоком отпуске кольцевых швов сосудов// Свароч. произв-во. — 1982. — № 2. —
С. 14-15.

408.	Малинский Д.И. Термическая обработка сварных стыков на Оренбургском га-
зоконденсатном промысле // Стр-во трубопроводов. — 1972. — № 1. — С. 5—7.

409.	Фролов В.В., Суворин В.Я. Влияние водорода на статическую прочность низко-
углеродистой стали // Изв. высш. учеб, заведений. Машиностроение. — 1974. — № 9. —
С. 121-125.

410.	Окерблом Н О., Демянцевич В.П., Байкова И.П. Проектирование технологии из-
готовления сварных конструкций. — Л.: Судпромгиз, 1963. — 604 С.

411.	С!ахюп КА., 8аипдегх (ДО. ЧЧЬгаГогу 8Гге85 геНеГ// МеС. апс! МаГег. ТесНпо!. —
1976.- 8^ 12. — Р. 651-656.

412.	Янченко Ю.И., Федоров В.Г., Сагалевич В.М. и др. Влияние ультразвуковой об-
работки на сопротивляемость сварных соединений высокопрочных сталей образованию
холодных трещин при сварке // Свароч. произв-во. — 1979. — № 4. — С. 8—10.

413а.	Сварка в машиностроении: Справочник: В 4 т./ Редкол. Г.А. Николаев,
В.А. Винокуров, В.М. Сагалевич и др. — М.: Машиностроение, 1979. — Т. 3 — 567 с.
4136.	Шонин В.А., Машин В.С., Войтенко О. В., Новожилов В.В. Повышение сопротив-
ления усталости тавровых сварных соединений тонколистового алюминиевого сплава
АМгб // Автомат, сварка. — 2003. - № 7. - С. 9—13.

414.	Михеев П.П., Недосека А.Я., Пархоменко И,В. и др. Эффективность применения
ультразвуковой обработки для повышения сопротивления усталости сварных соедине-
ний // Автомат, сварка. — 1984. — № 3. — С. 4—7.

415.	Подъемшикова Е.К. Упрочнение сварных соединений с применением энергии
взрывчатых вешсств // Авиацион, пром-сть. — 1964. — № 10. — С. 49—50.

416,	Ие Сагто ЕР., Мепат 1.О., Топазе п Г. ТНе еЯсс1 оГ 1епв1Н ироп (Не ге$Ииа1
йгезвек оГ ипге81гэ1пес1 ЬиЦ хсе1с1$ // УУс1с1. 3. — 1946. — 25, М. - Р. 27—32.

417а.	Михеев П.П. Импульсивная обработка в сопоставлении с известными спосо-
бами повышения выносливости сварных соединений: Автореф. дис. ... канд. техн, на-
ук. - - Киев, 1970. — 24 с.

4176.	Эффективность техн алогических и деформационных способов повышения
сопротивления усталости сварных соединений: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. — Ки-
ев, 1986. — 32 с.

418.	Труфяков В.И. Вопросы методики испытаний сварных соединений на вынос-
ливость //Автомат, сварка. — 1963. — № 1. — С. 1—8.

419а.	Кудинов В.М., Петушков В.Г., Касаткин С.Б. Особенности разрушения обра-
ботанных взрывом сварных соединений стали СтЗкп // Там же. — 1978. — № 2. —
С. 44-47.

4196.	Петушков В.Г., Жданов И.М., Касаткин С.Б. Повышение сопротивляемости
хрупкому разрушению сварных соединений, обработанных взрывом // Там же. — 1981. —
№ 6. - С. 70-71.

419в.	Кудинов В.М., Петушков В.Г., Жданов И.М., Касаткин С.Б. Влияние термиче-
ской и взрывной обработки на сопротивляемость сварных соединений стали СтЗ раст-
рескиванию прн наводорожнванин // Там же. — 1982. — № 6. — С. 70—71.

420.	Касаткин Б.С., Прохоренко В.М., Чертов ИМ. Напряжения и деформации прн
сварке. — Киев: Виша шк., 1987. — 246 с.

421.	Ларионов В.П., Ковальчук В.А. Хладостойкость и износостойкость деталей ма-
шин и сварных соединений. — Новосибирск: Наука, 1976. — 206 с.

422.	Казимиров А. А., Моргун В. П. Использование энергии взрывчатых веществ для
уменьшения остаточных напряжений в сварных конструкциях // Авиацион, пром-
сть. - 1972. - № 12. - С. 64-65.

423а.	Байкова И.П., Бородулин А.Д. Влияние сжимаюшей внешней нагрузки на сва-
рочные деформации и напряжения // Тр. Ленингр. политехи, ин-та. — 1968. — № 299. —
С. 87—91,

4236,	Байкова И.П. Влияние внешней растягивающей нагрузки иа сварочные де-
формации и напряжения // Свароч. произв-во. — 1969. — № 6. — С. 15—19.

424,	Петушков В.Г. Параметры ударно-вод нового нагружения для снятия остаточ-
ных сварочных напряжений обработкой взрывом // Автомат, сварка. — 2001. — № 4. —
С. 59—61.

425.	Петушков В.Г., Кудинов В.М., Сосков А. А. и др. Неразрушаюший способ опре-
деления остаточных напряжений // Пробл. прочности. — 1978. — № 10. — С. 107—110,

426.	Махненко В.И. Применение ЭЦВМ для изучения кинетики напряженного и
деформированного состояния при сварке конструкций // Автомат, сварка. — 1976. —
№ 7. - С. 28-32.

427.	Писаренко Г.С., Петушков В.Г., Степанов ГВ. Установка для испытаний мате-
риалов на растяжение при ударном приложении нагрузки // Порошк. металлургия. —
1968. - № 9. - С. 102-105.

428.	Петушков В.Г, Пащин А.Н. Оценка эффективности снижения остаточных на-
пряжений приложением внешней нагрузки // Автомат, сварка. — 1975. — № 7. — С. 19—23.

429.	А.с. № 643057 СССР. Способ определения остаточных напряжений в сварных
соединениях после их взрывной обработки / В.М. Кудинов, В.Г. Петушков, С.Н. Пче-
линцев н др. — Опубл. 21.09.78.
430.	Петушков В.Г. Влияние некоторых факторов на эффективность снятия остато-
чных напряжений приложением внешней нагрузки // Автомат, сварка. — 1992. — № 6. —
С. 51-53.

431.	Вагоп Н.(). БЬгек-аТгаш сигуех оГ теГак а! 1ом/ (етрегаШгеа апд ЫеЬ га1ев о?
81га1п // 3. 1гоп апд 81ее1 1пЛ. — 1956. — 182, К 4. — Р. 354—363.

432.	Кудинов В.М., Петушков В.Г., Опара В.С. и др. Применение электрогидронм-
пульсной обработки для снижения остаточных напряжений в сварных соединени-
ях //Автомат, сварка. — 1977. — № 1. — С. 43—44.

433.	Сагалевич В.М., Завалишин Н.Н., Нашивочников В.В. Устранение деформаций
сварных балочных конструкций вибрацией // Свароч. пронзв-во. — 1979. — № 9. —
С. 9-11,12.

434.	Петушков В.Г., Фадеенко Ю.И., Кудинов В.М. Обработка взрывом сварных сое-
динений метал окон струкцнЙ. — М.: Металлургия, 1992. — 364 с.

435.	Годунов С.К., Роменский Е.И., Сергеев-Альбов Н.Н. Определение остаточных на-
пряжений, возникающих в среде при прохождении через зону пластических деформа-
ций // Нелинейные волны деформации. Таллин, 1978. — Т. 2. — С. 46—49.

436.	Годунов С.К, Сергеев-Альбов Н.Н. Уравнения линейной теории упругости с то-
чечными максвелловскими источниками релаксации напряжений // Прнкл. механика и
техн. — 1977. — № 4. — С. 140—152.

437.	Макклинток Ф., Аргон А. Деформация и разрушение металлов. — М.; Мир,
1970. - 444 с.

438.	Петушков В. Г, Гришаенко А. И. Расчет напряжен но-деформированного состоя-
ния твердого тела, подвергнутого локальному взрывному нагружению // Физ. горения и
взрыва. — 1997. — 33, № 6.-С. 92-101.

439.	Петушков В.Г, Брызгалин А.Г Механизм релаксации остаточных напряжений
при нагружении сварных соединений взрывом // Автомат, сварка. — 2001. — № 1. —
С. 51-53.

440.	Качанов Л.М. Основы теории пластичности. — М.: Наука, 1969. — 420 с.

441а. Седов Л.И. Механика сплошной среды. — М.: Фнзматгиз, 1984. — 560 с.

4416. Методы подобия и размерности в механике. — М.: Наука, 1972. — 440 с.

442.	Петушков В.Г. О механизме снижения остаточных напряжений обработкой
взрывом // Автомат, сварка. — 1982. — № 4. — с. 1—4.

443.	Гаккенхаимер, Микловиц. Неустановившееся возбуждение упругого полупрост-
ранства движущейся на его поверхности точечной нагрузкой // Прнкл. механика (пер. с
англ.). Сер. Е. - 1969. - № 3. - С. 131—143.

444.	Кудинов В.М., Коротеев А.Я., Волгин Л.А. Опыт применения подводной резки
взрывом при демонтаже трубчатых оснований морских стационарных платформ // Ав-
томат. сварка, — 1987. — № 6. — с. 27—29.

445.	Касаткин Б.С., Царюк А.К, Гедрович А.И. Полосы текучести в сварном соеди-
нении // Там же. — 1973. — № 6. — с. 1—4.

446.	Касаткин С.Б. Влияние обработки взрывом на локальную пластическую де-
формацию и сопротивляемость хрупким разрушениям сварных соединений: Автореф.
дис. ... канд. техн. наук. — Киев, 1982. — 17 с.

447.	Петушков В.Г. Остаточные напряжения в сварных соединениях, обработанных
взрывом // Автомат, сварка. — 2001. — № 3, — с. 49—50.

448.	Пат. 4.432.609 США. Взрывной способ чистовой обработки сварных соедине-
ний / Б.П. Беатовнч, С.П. Кузмановнч, В.М, Кудинов, В.Г. Петушков // Изобретения в
СССР н за рубежом. — 1983. — Вып. 65, № 5. - С. 50.

449.	Петушков В.Г, Кудинов В.М., Березина НВ. Механизм перераспределения ос-
таточных напряжений при взрывном нагружении // Автомат, сварка. — 1974. — № 3. —
С. 37-39.

450.	РеШзНкоу И. (7. Ехр1о$юп 1геа1тепг оГ \уе!дед )о1пй // 5Уе1д1пв апд 5иг(ас1п8 Ке-
утем, / Ед. Ьу В.Е, Рагоп. — 1994. — 3, Рап 1. — 95 Р. — Наптоод Асадепйс РиЬНзйега.
451.	Лемчук А.Ф. Принципы определения прочностных характеристик взрывных
камер // Использование энергии взрыва для производства металлических материалов с
новыми свойствами: Докл. Междунар, симп. — Марианске-Лазне, 1973. — С. 403—411.

452.	Могилев Б.А., Иванов А.Г., Фатеев ЮА. Реакция тонкостенных труб на внут-
реннее взрывное локальное нагружение. Сообщение 2 // Физ. горения и взрыва, —
1981. - № 3. - с. 143-146.

453.	Погорелов А.П., Глушак Б.Л., Новиков С.А. и др. О зависимости импульса отда-
чи от жесткой преграды в режиме скользящей детонации // Там же. — 1977. - № 5. -
С. 771-774.

454.	Петушков В.Г, Брызгалин А.Г, Первой В.М. и др. Оценка напряженного состо-
яния сварных металлоконструкций методом магнитоупругой тензометрии // Автомат,
сварка. — 1992. — № 5, — С. 16—18.

455.	Навагин Ю.С. Давление взрыва в воде // Новое в технологии штамповочного
производства / Под ред. Р.В, Пихтовникова. — Киев: Ин-т техн, информации, 1961. —
С. 30-53.

456.	Махненко В.И., Кудинов В.М., Петушков В.Г, Егорова ЛА, Расчет эффективно-
сти снижения остаточных напряжений в кольцевых швах трубопроводов при взрывной
обработке // Автомат, сварка. — 1975. — № 12. — С. 6—8.

457.	Зайцев К.И., Анучкин Н.П. Роль полей деформаций при спонтанном развитии
трещины вдоль трубопровода // Стр-во трубопроводов. — 1973. — № 7. — С. 5—7.

458.	Новожилов В.В. Теория тонких оболочек. — Л.: Судпромгиз, 1962. — 431 с.

459.	Подстригай Я. С., Осадчук ВЛ. К определению напряженного состояния тон-
ких оболочек с учетом деформаций, обусловленных физико-химическими процесса-
ми // Физ.-хим. мех. материалов. — 1968. - 4, № 2. - С. 218—224.

460.	Жданов ИМ., Батюк В.В., Кудинов В.М. и др. Остаточные напряжения в коль-
цевых швах на трубах, обработанных взрывом // Автомат, сварка. — 1979. - № 7. -
С. 14-16.

461.	Ре/изйкоу V. С., Еадеепко Уи.1. АМе1Фп§ йгем геИеГЬу ехр1о5юп ггеаппспт — С8А,
Ы. V.: ВаскЬопе РиЬНхЫпз Сотрапу, 1999. — 179 р.

462.	Березина Н.В. Исследование и разработка некоторых технологических схем и
процессов взрывной обработки сварных соединений: Автореф. дис. ... канд. техн, на-
ук. — Киев, 1974. — 24 с.

463.	Кудинов В.М., Труфяков В.И., Петушков В.Г. и др. Параметры зарядов взрывча-
того вещества для снятия остаточных напряжений в сварных соединениях // Автомат,
сварка. — 1976. — № 1. — С. 46—49, 61.

464.	Карре НА. ВеГгасЬшпееп ги 8сЬ\уе185е18еп8раппип8еп // ЗсНмгеяз. ипс! 8сНпе1д. —
1974. - 26, Ы 2. - Р. 45-50.

465.	Петушков В.Г., Сосков А.А., Кудинов В.М. Влияние распределения остаточных
напряжений по толщине обработанных взрывом сварных соединений иа их коррозион-
ную стойкость // Автомат, сварка. — 1980. - № 8. - С. 11—13.

466.	Сосков АА., Петушков В.Г. Взрывная обработка сварных соединений различ-
ных видов // IV Всесоюз. совещ. по сварке н резке взрывом: Тез. докл. — Уфа: ВНИИ-
СПТНефть, 1979. - С. 96-97.

467.	Артемьев В.И, Пащин А.Н., Петушков В.Г., Сосков АА. Применение энергии
взрыва для повышения коррозионной стойкости сварных соединений декомпозеров //
Цвет, металлургия. — 1978. — № 5. — С. 37—40.

468.	Гуща О.И., Лебедев В.К., Махорт Ф.Г Некоторые результаты применения ис-
разрушаюшего ультразвукового метода изменения остаточных напряжений // Пробл.
прочности. — 1973. — № 8. — С. 71—73.

469.	Винокуров В А. Сварочные деформации и напряжения: Методы их устранения.
М.: Машиностроение, 1968. — 236 с.

470.	Биргер ИА. Остаточные напряжения. — М.: Машгиз, 1963. — 232 с.

471.	Леенсон В.Г., Новокрещенов А.И., Мусиенко ИЛ- и др. Метод снятия остаточных
напряжений в швах обечаек декомпозеров с помощью кольцевого отпуска // Цвет, ме-
таллургия. — 1972. — № 14. — С. 46—48.
472.	Жданов И.М., Батюк В. В. Нсразрушаютий технологический контроль остаточ-
ных напряжений в процессе изготовления сварных изделий // Прочность сварных
конструкций и требования контроля. — М.: Изд-во МВТУ, 1978. — С. 17—18.

473.	Бихик! М., Котига ТакаИаЛй Н. МопдейгисГм: екбтабоп о Г гемдиа] зггевв т
чгсМед ргезкиге 81ее1 Ьу теап$ оГ геталеп! та^пебгаНоп теааигетепГ // 1п1. 3. Ргекзиге
Уе58е1в апй Ргрез. — 1978. - 6, ^2.-Р. 87-112.

474.	Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и оболочки. — Мл Физмат-
гиз, 1963. — 635 с.

475.	Кудинов В.М., Карета Н.Л., Петушков В.Г., Сосков А.А. Напряжения второго
рода в кольцевых швах на трубах, обработанных взрывом // Автомат, сварка. — № 5. —
С. 34-36.

476.	Миркин Л.И. Справочник по рентгеноструктурному анализу поликристал-
лов. — М.: Физматгиз,1961. — 863 с.

477.	Парис П., Си Дж. Анализ напряженного состояния около трещин. // Приклад-
ные вопросы вязкости разрушения. М.: Мир, 1968. — С. 64—142.

478.	Устойчивость претив коррозионного растрескивания сварных соединений тру-
бопроводов и роль водорода при электродуговой сварке: Сб. науч. тр. — М.: ВНИИСТ,
1979. - 209 с.

479.	Инструкция по технологии сварки, по термической обработке и контролю
стыков трубопроводов из малоуглеродистых сталей для транспортировки природного
газа и конденсата, содержащих сероводород: ВСН 2—61—75. — М.: ЦНТИ ВНИСТ,
1975. - 44 с.

480.	Корольков П.М. Оборудование н методы термообработки сварных соединений
трубопроводов // Энерг. стр-во за рубежом. — 1978. — № 2. — С. 10—17.

481а.	Куделин Ю.И., Стурейко О. Г., Легезин Н.Е., Полянский Р.П Термическая об-
работка труб Ду 700, предназначенных для транспортирования сероводородсодержашего
природного газа // Коррозия и зашита скважин, газопромыслового и газоперерабатыва-
ющего оборудования. Реф. сб. ВНИИЭ Газпром. — 1974. — № 5. — С. 27—35.

4816.	Куделин Ю.И., Стурейко О.Г. Влияние напряжений на склонность стали 20 к
охрупчиванию при сероводородной коррозии // Там же. — 1977. — Вып. 1. — С. 22—26.

482а.	Савченков Э.А., Светличкин А. Ф., Петров В.А. Склонность трубных сталей к
сульфидному растрескиванию и пути повышения их стойкости // Газ. пром-ть. —
1976. - № 9. - С. 37-40.

4826.	Савченков Э.А., Светличкин А.Ф., Кудинов В.М. и др. Оценка склонности к
сульфидному растрескиванию кольцевых швов труб // Коррозия и защита в нефтедоб.
пром-сти: Науч.-техн. сб. — 1978. — № 9. — С. 4—6.

482в.	Савченков З.А., Светличкин А.Ф., Вяхирев Р.М. и др. Сероводородное растрес-
кивание труб после различных методов снятия растягивающих сварочных напряже-
ний // Там же. - 1977. - № 5. - С. 31-33.

483.	Розенфельд ИД., Красноруцкая И.Б., Конради М.В., Спиридонов В.В. Примене-
ние знакопеременной поляризации при исследовании склонности высокопрочных ста-
лей к коррозионному растрескиванию // Зашита металлов. — 1978. — № 2. — С. 131—137.

484.	Кудрявцев П.И. Остаточные сварочные напряжения и прочность соедине-
ний. — М.: Машиностроение, 1964. — 96 с.

485.	Труфяков В.И., Кудинов В.М., Михеев Н.П. и др. Повышение сопротивления уста-
лости стальных деталей взрывной обработкой // Вести, машиностроения. — 1977. —
№ 5. - С. 63-65.

486.	Жемчужников Г.В., Котенко 3.В., Гиренко В.С, Статическая прочность стыко-
вых соединений с технологическими дефектами // Автомат, сварка. — 1970. — № 8. —
С. 23-28.

487.	Михеев П.П. Повышение циклической долговечности сварных соединений в
многоникловой области нагружения обработкой взрывом // VII Всесоюз. совеш. по свар-
ке и резке взрывом. — Киев: Ин-тут электросварки им. Е.О. Патона, 1985. — С. 11 — 14.

488.	Гиренко В.С., Киръян В.И. Анализ влияния остаточных напряжений иа проч-
ность сварных соединений // Автомат, сварка. — 1975. — № 12. — С. 1—5.
489.	Махутов Н.А. Сопротивление элементов конструкций хрупкому разрушению. —
М,: Машиностроение, 1973, — 200 с.

490.	Уэллс АД. Спецификация допустимых размеров дефектов в сварных металли-
ческих конструкциях // Новые методы оценки сопротивления металлов хрупкому раз-
рушению / Пер. с англ, под ред. Ю.Н. Работнова. — М.: Мир, 1972. — С. 420—436.

491.	Суворин В.Я., Николаев А.Ф.. Фролов В.В. Влияние накопленной пластической
деформации, деформационного старения и температуры на хрупкое разрушение сталей
Ст8, 09Г2С в присутствии водорода // Свароч. произ-во. — 1976. — № 12. — С. 4—8,

492.	Сагалевич В.М. Методы устранения сварочных деформаций и напряжений. —
М.: Машиностроение, 1974. — 248 с.

493.	Прочность сварных соединений при переменных нагрузках / Под ред. В.И. Тру-
фякова. — Киев: Наук, думка, 1990. — 255 с.

494.	Петушков В.Г., Гарф Э.Ф., Титов В.А. и др. Сопротивляемость сварных соеди-
нений коррозионно-усталостному разрушению в морской воде после обработки взры-
вом // Применение энергии взрыва в сварочной технике: Сб. науч. тр. — Киев: Ин-т
электросварки им. Е.О. Патона, 1989. — С. 22—29,

495.	Томашев И.Д. Теория коррозии и зашиты металлов. — М.: Изд-во АН СССР,
1960. - 591 с,

496.	Патон Б.Е. Современные направления повышения прочности и ресурса свар-
ных конструкций // Автомат, сварка. — 2000. — № 9/10. — С. 3—9.

497.	Панасюк В.В. Предельное равновесие хрупких тел с трещинами, — Киев: На-
ук. думка, 1968. — 246 с.

498.	Качанов Л.М. Основы механики разрушения. — М.: Наука, 1974. — 311 с.

499.	Труфяков В.И., Михеев П.П., Петушков В.Г. и др. Повышение сопротивления
усталости сварных соединений обработкой взрывом // Использование энергии взрыва
для Производства металлических материалов с новыми свойствами: Тр. VII Междунар,
симп. Пардубице, 25—27 окт. 1988, Пардубице: Б.м,, 1988. — С. 290—295.

500.	А.с. 287064 СССР. Способ обработки металла взрывом / Б.Е. Патон, Б.И. Ме-
довар, В.Г. Петушков и др. — Опубл. 02.01.89.

501.	А.с. / 550 744 СССР. Способ обработки взрывом сварных соединений/
В.Г. Петушков, В.И. Труфяков, П.П. Михеев и др. — Опубл. 15.11.89.

502,	Гришаенко А.И. Расчет критерия откола при взрывном нагружении упругого
слоя // I Междунар, конф. мол. ученых в области сварки и смежн. технологий: Киев,
16—20 мая 1989. — Киев: Ин-т электросварки им. Е.О. Патона. — С. 102—103.

503.	Раевский Г.В. Изготовление стальных вертикальных цилиндрических резервуа-
ров методом сворачивания. — М.; Л.: Гостоптехиздат, 1952. — 116 с.

504.	Петушков В.Г, Якубовский В.В. Устранение угловых деформаций сварных сое-
динений металлоконструкций обработкой взрывом // Автомат, сварка. — 1994. —
№ 7/8. - С. 46-49.

505.	Сафарян М.К. Резервуары и газгольдеры. — М.: Недра, 1981. — 200 с.

506.	Никиреев В.М.. Вомпа ГА. Малоцикловая усталость вертикальных монтажных
швов стенки нефтяных резервуаров // Технология изготовления и монтажа резервуаров
и трубопроводов. — М.: ВНИИМонтажспецстрой, 1986. — С. 52—58.

507.	Якубовский В.В. Некоторые закономерности малоцикловой деформации и раз-
рушения сварных соединений // Автомат, сварка, — 1987. — № 11. — С. 48—54.

508.	Стаканов В.И., Костылев В.И., Рыбак Ю.Н. Расчетный коэффициент концент-
рации напряжений в сварных соединениях // Там же. — 1987. — № 11. — С. 19—23.

509.	ТИе аррНсайоп оГ ап еп^пеепп^ епбеа! аквеххтеп! т с1е$1&п ГаЬпсабоп апб
1п$рес11оп ю а$$е55 (Не Гйпеж Гог ригрозе оГ ^еЮес! ргодисГз: П\У Пос. XII1-1243-87. —
Рай 1. - 16 Р.

510.	Такибоузку К.К, Оо1етфа!оу Г.Г. ТНс (Ьеогсбса! епд ехрептепи! езбтаГе оГ^гс1-
беб ]01п( Габ^че ПГс 8са11епп& ипбег кпу-сус1с 1оасНп&:	Пос, ХП1-1294-88. — 18 Р.

511.	СНИП II— 23—81. Стальные конструкции. — М.: СтроЙиздат, 1982. — 93 С.
512.	1)о1епко 5.А., ОНоу К И, РегыапКео [.С. Ргасйса! гтрктепГабоп апд изе оГОгоир
МсГНсм! оГ Ва(а НапсНтв (ОМОН): Ргозресй агк! РгоЫетз, Ргос. АСЕОС*96. — ПК,
Втуегсйу оГ РНтоисЬ, 1996.

513,	Дерибас А.А., Матвеенков Ф.И., Соболенко Т.М. Упрочнение взрывом высоко-
марганцевой стали // Физ. горения и взрыва. — 1966. — № 3. — С. 87—94.

514.	Кудинов В.М., Березина Я.В., Петушков В.Г., Мадэй К.Р. Упрочнение наплав-
ленного высокомарганцевого металла // Автомат, сварка. — 1977- — № 12. — С. 21—24.

515.	Кац Р.З., Михалев М.С. Жаров А. И. и др. Упрочнение стали ГЗЛ импульсными
нагрузками в различных средах // Пуги повышения работоспособности рельсов и крес-
товин: Тр, Всесоюзн. науч.-нсслед. нн-та жел.-дор. транспорта, М.: Транспорт, 1971. —
Вып. 434. - С. 19-25.

516.	Богдановская Е.И., Дубнов Л.В., Красиков К.И., Шведов КК. Взрывное упрочне-
ние аустенитных сталей // Физ. горения и взрыва. — 1979. — № 5. — С. 95—101.

517.	Власов В.И., Комолова Е.Ф., Асатуров А.А. Повышение эксплуатационной стой-
кости железнодорожных крестовин // Пути повышения работоспособности рельсов и
крестовин: Тр. ВНИИЖТ. — М.: Транспорт, 1971. — Вып. 434. — С. 4—18.

518.	Асатуров В.А, Власов В.И., Козорезов КИ. и др. Об остаточных напряжениях в
стали Г-13Л, упрочненной ударными волнами // Физ.-хим. обработка материалов. —
1968. — № 5. — С. 107-111.

519.	Филиппов И.А., Кодесс Б.Я. Об изменении тонкой структуры марганцевых ста-
лей под влиянием ударных волн высокого давления // Физ. металлов и металловеде-
ние. - 1971. - 31. - С. 172-176.

520.	Михалев М.С., Егорова Т.Н. Использование взрыва для измельчения структуры
аустенитной стали // Физ. горения и взрыва. — 1975. — № 2. — С. 321—324.

521.	Гаврильев И.Я., Соболенко Т.М. Сопротивление малоуглеродистой и низколеги-
рованной сталей хрупкому разрушению после воздействия ударных волн // Физика и
механика разрушения материалов при пониженных температурах. — Якутск: Изд-во
Якуг. филиала СО АН СССР, 1978. — С. 135—142.

522.	Дьяченко С.С. Закономерности фазовой и структурной перекристаллизации
при нагреве стали: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. — Харьков, 1970. — 40 с.

523.	БезПе Ж. С. МгсгозГгисШга! ейеегз оГ ЬщЬ зХгат га(е беГогтаЙоп // МеГаПифса!
ейеегз оГЬцф 51гаш гаге. — 14.-V.; Ьопдоп: Р1епит Рте88, 1973. — Р. 571—588.

524.	Березина Я.В., Грабин В.Ф., Кудинов В.М. и др. Влияние предварительного
взрывного нагружения на фазовые превращения при иагреве и охлаждении литой стали
09Г2С // Автомат, сварка. — 1974. — № 6. — С. 8—11.

525.	Березина Я. В., Петушков В.Г., Добровольская Т.П. и др. Влияние взрывного на-
гружения на образование структуры литой стали в процессе последующей термообрабо-
тки // Там же. — 1976. - № 2. - С. 24—27.

526.	Березина Я. В., Кудинов В.М., Петушков В.Г. и др. Влияние обработки взрывом
на температурные интервалы и объемные эффекты превращения аустенитной высоко-
марганцевой стали //Докл. АН СССР. — 256, № 6. — С. 1372—1375.

527а. Гуляев А. П. Металловедение. — М.: Металлургия, 1966. — 480 с.

5276.	Грузин ПЛ., Григоркин В.И. Превращения в аустенитной марганцевой ста-
ли // Металловедение и терм, обработка металлов. — 1969. — № 1, — С. 5—7.

528.	Смирнов М.А., Штейнберг М.М., Атрощенко Э.С. и др. Влияние ударной дефор-
мации на упрочнение н кинетику старения аустенитной стали 4Х12Н8Г8МФБ // Там
же. — 1973. — № 1, — С. 48—52.

529.	Смирнов М.А., Левит В.И, Минц И.И. и др. Влияние ударного нагружения на
структуру и свойства дисперсной и о-твердеющих сплавов // Физ. металлов и металлове-
дение. — 1978. — 45, № 1. — С. 133—140.

530.	Дерибас А.А., Гаврильев И.Я. Соболенко Т.М. и др. Взрывное упрочнение неко-
торых классов сталей: Тр. II Совещ. по обработке материалов взрывом (Новосибирск,
1981). - Новосибирск, 1982. - С. 78-85.

531,	Химудин Ф.Ф. Жаропрочные стали и сплавы. — М.: Металлургия, 1964. —
682 с.
532.	Максимова ОЛ. Общие закономерности н специфические особенности влия-
ния различного рода воздействий на превращение аустенита в мартенсит // Проблемы
металловедения н фнзнки металлов. — М.; Металлургиздат, 1962. — С. 246—280.

533.	Локшин Ф.Л. Динамические теории мартенситного превращения: Тр. Новочер-
касского политехи, ин-та. — Ростов-на-Дону, 1972. — Т. 71/85. — 16 с.

534а. РеЩзМсоу Г (7. А поп-иаФбопа! тейюд оГ ехр1о$юп-кеа( ггеаГтегП оГ (Не теГа1
м/еМес! р1п1 Иса(-а1Гес(ес1 гопе // 2пс1 1п(. зутр. оп тгепзе бупагтс 1оа<Йп8 апб 1и еПссТч;
Ргос. (СИепе^и, СЫпа, 1992). — Сйеп$<1и: Зкйиап Оп1Уег51(у Ргезз, 1992. — Р. 726—728.

5346.	Улучшение свойств сварных соединений путем предварительной обработки
взрывом подлежащих сварке кромок / В.Г. Петушков, Е.Я. Локшина, Д.П. Новикова,
Ю.И. Фадеенко // Автомат, сварка. — 1992. — № 9/10. — С. 48—52.

535.	РеШзккоу У.б., Еадеепко Уи.1. Ехр1оыоп-1кеппа1 ггеагтепг оГм^еИеб_)о1пг,ч/5УеМ.
апб ЗигГ. Кеч. (Ед. Ьу В.Е. РаГоп), 8, Р1. 2 — 1995. — ПОР. (Напчоод асадегтпс риЬВзИеге).

536.	Дабашкин В.И, РабкинЛ.М. Свариваемые алюминиевые сплавы общего назна-
чения // Автомат, сварка. — 1973. — № 8. — С. 55—58.

537.	Ищенко АЛ. Исследование свариваемости и разработка технологии сварки
плавлением алюминиевых высокопрочных сплавов: Автореф. дне. ... д-ра техн. наук. —
Киев, 1982. - 27 с.

538.	Ищенко АЛ., Склабинская И.Е. Особенности превращений в зоне термического
влияния прн сварке некоторых высокопрочных алюминиевых сплавов // Автомат, свар-
ка. - 1979. - № 5. - С. 26-29.

539.	Ищенко С.Б., Игнатьев В.Г., Недосека АЛ., Пархоменко В.М. Влияние термооб-
работки на остаточные напряжения в сварных соединениях сплава 1201 // Автомат, сва-
рка. - 1976. - № 5. - С. 73-75.

540.	Саенко М.И. Улучшение свариваемости сплавов АМгбН и 1201 применительно к
изделиям криогенного назначения: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. — Киев, 1976. — 24 с.

541.	Кудинов В.М., Петушков В.Г., Ищенко АЛ., Саенко М.И. Повышение прочнос-
ти и снижение напряжений в сварных соединениях сплава 1201 // Автомат, сварка. —
1976. - № 7. - С. 44-46.

542.	Кудинов В.М., Волгин Л.А., Котов В.А., Щербань Т.М. Исследование волочения
удлиненных зарядов в медной оболочке // Новое в технологии сварки металлов взры-
вом: Матер. III Всесоюз. совет, по сварке и резке взрывом (Волгоград, 1969). — Киев:
Ии-т электросварки им. Е.О. Патона, 1970. — Ч. 2. — С. 301—310.

543.	СатрЬеП ТВ., В&ыПпу А.К. ТЬе ЬеИауюиг оГ тагепак зи^есгед (о дупаггне
тсгетепГа! зИеаг 1оаЫпз // 3. МесЬ. РЬуз. 8о1кк. — 1970. — 18, К 1. — Р. 43—63.

544.	Саенко М.И, Третяк И.Г., Петушков В.Г., Бондарев А.А. Упрочнение взрывом
сварных соединений плит сплава 1201 // Автомат, сварка. — 1979. — № 6. — С. 43—44.

545.	Саенко М.И, Ищенко АЛ. Упрочнение соединений сплавов типа Д20 прокат-
кой шва // Автомат, сварка. — 1973. — № 4. — С. 53—55.

546.	Петушков В.Г., Титов В.А., Брызгалин А.Е Опыт практического применения
обработки взрывом сварных соединений металлоконструкций// Сваршнк. — 2001. —
№ 1. - С. 8-10.

547.	Петушков В. Г. Некоторые применения взрывной обработки для улучшения
служебных свойств сварных металлоконструкций // Прогрессивные способы сварки
при ремонте н изготовлении нефтехнм. и нефтеперераб. оборудования: Матер. Всеот-
расл. науч.-техн. конф. — Ангарск, 1984. — С. 39—58.

548.	Петушков В.Г., Касаткин С.Б. Применение энергии взрыва для повышения
сопротивляемости сварных соединений хрупким разрушениям // Использование энер-
гии взрыва для производства метал, материалов с новыми свойствами: Тр. IV Между-
нар. симп. (Готвальдов, 1979). — Готвальдов, 1979. — С. 324—329.

549.	Петушков В.Г. Об изменении свойств сварных соединений после обработки
взрывом // Импульсные методы обработки материалов. — Минск: Физ.-мех. ин-т АН
БССР, 1978. - С. 169-170.

550.	Петушков В.Г. Влияние взрывной обработки на служебные свойства сварных
конструкций // XI Междунар, конф. «Высокие давления в науке и технике» (Киев,
1987). — Киев: Ин-т сверхтвердых материалов АН УССР, 1987. — С. 109—111.
551.	РейиИко? У.С., Т'иоу У.А., ВгугуаНп А.С. е!. а!. Модегп сопсерЬ оГ ехр1ое1оп
1геа1тем оГ \уеккд те1а1 81гиссигс8 // ХС1У Аппиа! 1п(. СопГ.: Ргос. «Зо1п1П8/\УеМ1П8
2000». (Наеие, 14есЬег1апс1, 1991). — 14. V.; Вецт^; ЕгапкШП; 8еои1; 8ус1пеу; Токуо: Репча-
той Ргек, 1991. — Р. 139—153.

552.	А.с. 1 802 471 А1 СССР. Способ обработки сталей / В.Г. Петушков, А.И. Гри-
шаенко, Ю.П. Фадеенко и др. — Опубл. 09-10 92.

553.	Поломарчук Б.И,, Вахненко В.А., Черкашин А.В. Воздушные ударные волны при
сварке и резке взрывом и методы их локализации // Автомат, сварка. — 1988. -№2.-
С. 56-59.

554.	Поломарчук Б.И., Вахненко В.А., Черкашин А.В., Малахов А.Т. Воздействие уда-
рных волн иа окружающую среду при ведении взрывных работ. // Использование энер-
гии взрыва для производства металлических материалов с новыми свойствами: Тр. VII
Междунар. симп. (Готвальдов, 1988). — Готвальдов, 1988. — С. 529—534.

555.	Бейкер У, Кокс П., Уэстайн П. и др. Взрывные явления. Оценка и последст-
вия: В 2 кн. — М.: Мир, 1986. — Кн. I. — 384 с.

556.	Кудинов В.М., Поломарчук Б.И., Гельфанд Б.П. и др. Использование пеиы для
демпфирования ударных волн при сварке и резке взрывом // Автомат.сварка. — 1976. —
№ 1 - С. 69-70.

557.	(ЛехЬгесН Я., Неттег С.. Нелл К е/ а!. Апа1у81$ оГ ехр1о8юп Ьахагйз оп зроМа-
пеоиз ге1еа8е оГ (пПаттаЫе ^азез !пГо агтозрЬеге // Оег. СИет. Еп^. — 1984. — 14 4. —
Р. 315-325.

558.	СНиП 2.01.07-85. Остекление производственных и жилых зданий. Допустимые
ветровые нагрузки. — Введ. 01.01.87.

559.	Поломарчук Б. И., Вахненко В.А., Черкашин А.В. и др. Локализация воздушных
ударных волн при сварке и резке взрывом // Докл. IV Междунар, симп. по использова-
нию энергии взрыва. (Готвальдов, 1979). — Готвальдов, 1979- — С. 135 — 141.

560.	Поломарчук Б.И. Некоторые аспекты экологической безопасности технологий,
использующих энергию взрыва // Ргос. X 1пг. сопГ. оп епег^у гаге ГаЬпсаНоп
(ЦиЬЦапа, 1989). — ЦиЬЦапа, 1989- — Р. 891—898.

561.	Поломарчук Б.И., Малахов А.Т. Влияние свойств среды и характеристик энер-
гоисточника иа затухание ударных воли // Докл. VI Междунар, симп. по использова-
нию энергии взрыва для производства металлических материалов с новыми свойствами
(Готвальдов, 1985). — Готвальдов: Б.м., 1985. — С. 534—544.

562.	Поломарчук Б.И., Малахов А.Т., Петушков В.Г. Ударные волны и их гашение
пеиой при обработке взрывом сварных соединений // Автомат, сварка. — 1995. —
№ 1.-С. 51—52.

563.	Коробейников В.П. Задачи теории точечного взрыва. — М.: Наука, 1985. — 400 с.

564.	НеШ М. В1ак1 \уауез 1п Ггее аи // РгореПапХз, Ехр1о$1Уе8, Руго1есЬп1с5. — 1983. —
Ы 8. - Р. 158-167.
ОГЛАВЛЕНИЕ

ПРЕДИСЛОВИЕ .............................................. 7

Глава 1. ОСНОВЫ ФИЗИКИ ВЗРЫВА И УДАРНЫХ ВОЛН
В ТВЕРДЫХ	ТЕЛАХ .............................  13

1,1.	Явление взрыва ................................... 13

1.2.	Классификация взрывных процессов ................. 17

1.3.	Общие сведения о взрывчатых веществах .............  19

1.4.	Процесс детонации н основные зависимости ........... 25

1.4.1.	Условия устойчивого распространения детонации .... 30

1.4.2.	Сейсмическое действие взрыва ..................... 33

1,5,	Особенности поведения металлов при нагружении ударны-
ми волнами .............................................. 37

1.5.1.	Возбуждение ударных волн ........................  39

1,6.	Напряжения и деформации в ударной волне ............ 43

1.7.	Упрочнение металлов в ударной волне................. 48

1.7.1.	Историческая справка ............................. 48

1.7.2.	Основные зависимости ............................. 50

1.8.	Затухание ударных волн.............................. 61

1.9.	Дислокационная модель деформирования и упрочнения .. 66

1.10.	Микроструктурные особенности нагружения взрывом же-
леза и стали ............................................ 73

1,11.	Разогрев металлов под воздействием ударной волны .. 80

1.12.	Влияние длительности нагружения ................... 84

Глава 2. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ ДЕФОРМАЦИИ
НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОВ ................... 85

2.1.	Методические особенности исследования .............. 85

2.2.	Влияние скорости деформации на характеристики проч-
ности и пластичности металлов ........................... 91

2.3.	О температурно-скоростной чувствительности предела те-
кучести ................................................. 95

2.4.	Релаксационные явления в ударной волне ............ 100

Глава 3. СВАРКА МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ ..................... 105

3.1.	Историческая справка н возможности сварки взрывом . 105

3.2.	Принципиальные схемы и взрывчатые вещества для свар-
ки взрывом.............................................  112

3.3.	Параметры процесса сварки взрывом ................. 116

3.4,	Основные закономерности сварки взрывом ............ 133
3.4.1.	Волнообразование ................................................ 133

3.4.2.	Тепловая ситуация в зоне образования соединения.................. 155

3.4.3.	Разрушающие напряжения при сварке взрывом ....................... 160

3.4.4.	Пластические деформации и вязкость металлов...................... 164

3.5.	Условия образования соединений при сварке взрывом.................  169

3.5.1.	Гидродинамические представления ...............................   169

3.5.2.	Энергетический критерий сварки взрывом .......................... 179

3.5.2.1.	Классификация параметров сварки........................... 179

3.5.2.2.	Энергетический баланс процесса сварки взрывом ............ 182

3.5.2.3.	Область существования сварки взрывом ..................... 185

З.5.2.4.	Деформация приконтактных поверхностных слоев ............  191

3.5.2.5.	О предельных режимах соударения .......................... 197

3.5.3.	Физико-химические условия образования соединений в твердой фазе . 200

3.5.4.	Процесс сварки взрывом с точки зрения упругопластнческой теории . 206

3.6.	Практическое применение сварки взрывом ............................ 212

3.6.1.	Обшие сведения.............................................*..... 212

3.6.2.	Основные области применения сварки взрывом .....................  217

3.6.3.	Полигоны и камеры для сварки взрывом ............................ 224

3.6.4.	Некоторые технологии конструкционной сварки взрывом ............. 247

Глава 4. РЕЗКА МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ ........................................ 293

4.1.	Общие сведения ...................................................  293

4.2.	Историческая справка .............................................  297

4.3.	Разлет продуктов взрыва с поверхности заряда ....................   299

4.4.	Кумуляция заряда с металлической облицовкой выемки................. 305

4.5.	Элементы теории сходящихся струй................................... 311

4.6.	Элементы теории кумуляции при наличии металлической облнвцовкн .... 315

4.7.	Пробивное действие кумулятивной струн ............................. 324

4.8.	Конструктивные параметры кумулятивных зарядов...................... 330

4.8.1.	Заряды с осесимметричной кумулятивной выемкой ................... 330

4.8.2.	Удлиненные кумулятивные заряды конструкции ИЭС НАН Украины с полу-
цилиндрической кумулятивной выемкой...................................   334

4.8.3.	Удлиненные кумулятивные заряды с серповидной формой сечеиия ..... 336

4.9.	Способы разделения объектов........................................ 339

4.10.	Удлиненные кумулятивные заряды в алюминиевой оболочке ............ 343

4.11.	Конструкция некоторых устройств на основе удлиненных кумулятивных за-
рядов ................................................................   345

4.12.	Использование резки взрывом в сочетании с муфтами, обжимаемыми взры-
вом, при ремонте магистральных трубопроводов ........................... 351

4.13.	Резка взрывом под водой .........................................  354

4.13.1.	Особенности подводной резки взрывом ...........................  354

4.13.2.	Кумулятивные заряды типа В1ас1е™ ............................... 355

4.13.3.	Защитные оболочки для подводных зарядов конструкции ИЭС НАН

Украины ...............................................................  358

4.13.4.	Ударные волны при подводной резке взрывом ...................... 361

4.13.5.	Инициирование и передача детонации удлиненных кумулятивных зарядов
под водой..............................................................  366

4.13.6.	Подводный кольцевой труборез типа «клещи» .....................  370

4.13.7.	Крупноразмерные удлиненные кумулятивные заряды со стальной кумуля-
тивной выемкой.......................................................    372
4.13.8.	Подводная резка взрывом с обеспечением защиты ихтиофауны.......... 377

4.14.	Применение резки взрывом в особых условиях  ........................ 383

4.14.1.	Концепция и области использования импульсных систем разделения на ос-
нове удлиненных кумулятивных зарядов на объекте «Укрытие» ............. 383

4.14.2.	Ограничения на использование энергии взрыва для разрушения объектов..... 386

4.14.3.	Взрывные устройства для кольцевой резки трубчатых конструкций .... 389

4.14.4.	Специфика применения резки взрывом на объекте «Укрытие» .......... 390

4.14.5.	Оценка безопасности взрывных работ на объекте «Укрытие» .........  394

Глава 5. ОБРАБОТКА ВЗРЫВОМ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ .................................................... 398

5.1.	Влияние сварочных остаточных напряжений на служебные свойства соеди-
нений ...................................................................  398

5.2.	Механизм снятия остаточных напряжений обработкой взрывом............  427

5.2.1.	Взаимодействие остаточных деформаций и напряжений с деформациями и
напряжениями от внешней нагрузки.......................................... 427

5.2.2.	Остаточное напряженное состояние металла после обработки взрывом......... 439

5.2.3.	Напряженно-деформированный след локального взрывного нагружения н
его интенсивность .......................................................  448

5.2.4.	Взаимодействие напряженно-деформированного следа с напряжениями и
деформациями в сварном соединении ........................................ 458

5.2.5.	Экспериментальные наблюдения напряженно-деформированного следа........... 463

5.3.	Давление и деформации при нагружении металла взрывом шнурового заряда
взрывчатого вещества ...................................................   468

5.4.	Повреждение поверхности металла при взрыве шнуровых зарядов взрывчатого
вещества................................................................   473

5.5.	Принципиальные схемы обработки взрывом сварных соединений ..........  476

5.5.1.	Листовые металлоконструкции........................................ 476

5.5.2.	Кольцевые швы осесимметричных оболочек ............................ 482

5.5.3.	Расчетная оценка снижения остаточных напряжений в кольцевых швах труб ...486

5.6.	Остаточные напряжения в трубах, наведенные обработкой взрывом ....... 494

5.7.	Особенности обработки взрывом кольцевого шва трубы, заполненной жидкос-
тью ...................................................................... 500

5.8.	Эффективность снятия остаточных напряжений обработкой взрывом ....... 504

5.8.1.	Влияние обработки взрывом на остаточные напряжения в сварных соедине-
ниях листовых конструкций ...............................................  504

5.8.2.	Эффективность обработки взрывом сварных швов крупногабаритных осесим-
метричных конструкций .................................................... 523

5.8.3.	Влияние обработки взрывом на остаточные напряжения в кольцевых швах труб. 528

5.8.4.	Предварительная обработка взрывом подлежащих сварке кромок кольцевых
швов труб................................................................  534

5.8.5.	Структура и механические свойства сварных соединений после обработки
взрывом с целью снятия остаточных напряжений ............................. 538

5.9.	Влияние обработки взрывом на несущую способность сварных соединений . 545

5.9.1.	Устойчивость сварных соединений к коррозионному растрескиванию .... 545

5.9.2.	Сопротивление усталости сварных соединений ........................ 556

5.9.3.	Повышение сопротивляемости сварных соединений низкоуглеродистой ста-
ли хрупким разрушениям ................................................... 572
5.9.4.	Напряженно-деформированное состояние образцов — имитаторов узлов мор-
ской стационарной платформы .............................................. 593

5.9.5.	Влияние обработки взрывом на коррозионно-механическую прочность свар-
ных соединений морской стационарной платформы ...........................  597

5.9.6.	Специальные схемы обработки взрывом сварных соединений, проводимой в
целях замедления развития усталостных трешин ............................. 607

5.10.	Устранение дефектов формы резервуаров для нефтепродуктов............ 618

5.11.	Упрочнение, взрывотермическая и взрывосварочиая обработка сварных сое-
динений .................................................................. 633

5.11.1.	Взрывотермическая обработка наплавленной высокомарганцевон стали . 634

5.11.2.	Взрывотермнческая обработка сталей различных	классов.............. 643

5.11.3.	Влияние взрывной и термической обработок на физнко-механические
свойства аустенитных сталей .........................................  649

5.11.4.	Улучшение прочностных характеристик жаропрочных аустенитных сталей .... 656

5.11.5.	Особенности влияния обработки взрывом на структуру н свойства хромо-
никелевого аустенитного шва .......................................... 658

5.11.6.	Взрывосварочная обработка сварных соединений ....................  661

5.11.7.	Повышение статической прочности сварных соединений сплавов алюми-
ния .................................................................. 669

5.12.	Практическое применение обработки взрывом сварных соединений металло-
конструкций .............................................................. 679

Глава 6. ЭКОЛОГИЧЕСКИЕ АСПЕКТЫ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ВЗРЫВОМ................. 690

6.1.	Предварительные замечания...........................................  690

6.2.	Воздушные ударные волны прн металлообработке взрывом................  695

6.3.	Особенности затухания сильных ударных волн в релаксирующих средах ... 700

6.4.	Параметры сильных ударных волн, генерируемых точечным энергоисточни-
ком ...................................................................... 700

6.5.	Мобильные средства защиты от побочного действия взрыва .............. 707

6.6.	Ударные волны в водно-механической	пене ............................. 710

6.7.	Безопасные расстояния при производстве взрывных работ................ 713

6.8.	Применение пены прн обработке	взрывом сварных соединений ............ 716

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ..............................................................  720

СОМСШБЮН ................................................................  722

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ........................................................ 724
Наукове видання

НАЦЮНАЛЬНА АКАДЕМ 1Я НАУК УКРА1НИ

ИНСТИТУТ ЕЛЕКТРОЗВАРЮВАННЯ

1м. Е.О. ПАТОНА

ПЕТУШКОВ Володимир Георпйович

ЗАСТОСУВАННЯ ВИБУХУ
В ЗВАРЮВАЛБН1Й ТЕХН1Ц1

Киш, видавництво «Наукова думка», 2005

РосШською мовою

Оформления художника С.П. Муштенко
Художн1Й редактор €.1 Муштенко
Тсхшчний редактор Г.М. Ковальова
Коректори Н.А. Дерев'янко, О.€. Челок
Комп’ютерна верстка 0.1 Фуженко

 1

Пшп. до друку 04.10.2005. Формат 70x100/16.

Пашр офс. № 1. Гарн. Таймс. Друк. офс.
Ум.-друк. арк. 61,43. Ум. фарбо-вщб. 61,43.
Обл. вид. арк. 58,85. Тираж 300 прим.

Зам. № 5-1832.

Орипнал-макет пщготовлено
у видавництв! «Наукова думка».

Р.с. № 05417561 вщ 16.03.95.

01601 КиТв 1, вул. Терешенювська, 3.

ЗАТ «Вшой»

03151 КиГв 151, вул. Волииська, 60.
ОБ АВТОРЕ

ВЛАДИМИР ГЕОРГИЕВИЧ ПЕТУШКОВ -
доктор технических наук, профессор, заведу-
ющий отделом обработки металлов взрывом
Института электросварки им. ЕО. Патона НАН
Украины.

В 1961 г. окончил Киевский политехниче-
ский институт по специальности «Технология
машиностроения». Научно-производственную
деятельность начал в научно-исследователь-
ской лаборатории автоматизации машиност-
роения при институте. Впоследствии пере-
шел на работу ведущим технологом СВЧ-
приборов на завод «Генератор» (в то время
п/я 34). В 1965 г. поступил в аспирантуру
при Институте проблем прочности АН УССР
и в 1969 г. защитил кандидатскую диссерта-
цию по теории упругости: «Исследование ха-
рактеристик прочности и пластичности неко-
торых металлов при высокоскоростном рас-
тяжении» (см. гл. 2). С 1970 г. работает в
Институте электросварки над созданием те-
ории обработки металлов взрывом и разви-
тием промышленных технологий сварки и
резки материалов взрывом. Является разра-
ботчиком теории и технологии обработки
сварных соединений взрывом. В 1983 г. за-
щитил докторскую диссертацию: «Создание
научных основ технологии обработки взры-
вом сварных соединений металлоконструк-
ций» (см. гл. 5).

В 1990 г. В.Г. Петушкову присвоено зва-

ние профессора за подготовку научных кадров: 13 кандидатов и доктора технических наук.
За создание и крупномасштабное промышленное освоение технологических процес-
сов сварки взрывом в 1981 г. присуждена Премия Совета Министров СССР.

За создание научных основ и внедрение в отрасль цветной металлургии технологии
обработки взрывом крупногабаритной баковой аппаратуры и технологических трубопро-
водов глиноземного производства в 1985 г. присуждена Государственная премия СССР в
области науки и техники.

Профессор В.Г. Петущко^— автор и соавтор 6 монографий и более 330 статей, в
том числе в зарубежных изданиях. Имеет 125 авторских свидетельств, 16 зарубежных
патентов.