автореферат диссертации по информатике, вычислительной технике и управлению, 05.13.16, диссертация на тему:Компьютерное моделирование технологии применения энергии взрыва на железнодорожном транспорте

1. Моделирование конструкции ленточных зарядов п получение равпопрочнь рельсовых плетен.

При моделировании зарядов для обработки рельсовых звеньев перед сва£коп многометровые плети (длина доходит до 1000 м) одним из определяющих параметр заряда является глубина зоны упрочнения.

Для определения глубины зоны упрочнения был проведен ряд экспериментов, которых замерялась твердость торца исследуемого рельса до и после ударноволнов обработки. Схема проведения экспериментов приведена на рис. 1.1; Поверхность тор упрочняемого рельса (1) шлифовалась и полировалась до класса шероховатости не ниже го. Затем снимался профиль твердости по глубине. Причем в каждой точке проводилось менее 10-тн замеров, а за значение твердости бралось их среднее арифметическое. Пер упрочнен нем к торцу рельса плотно прижимался отшлифованный темплет. Механическ обработка темплета проводилась с тем, чтобы обеспечить плотное, без видимых зазор прилегание к торцевой поверхности рельса. Эксперименты^ проводились в дв постановках: без прокладки и с прокладкой (либо лавсан, либо алюминий). Пос. упрочнения конец рельса вновь полировался, а затем снимался профиль твердости в тех • точках, что и до эксперимента. Значение твердости в каждой точке бралось как среди арифметическое по 10-ти измерениям. Разность значений твердости до и пос. упрочнения представляет собой профиль падения твердости, по которому мож! определить реальную глубину упрочнения. В качестве примера на рис. 1.2 прнведе профили твердости до и после упрочнения (а), а также кривая падения твердости глубине (б). Упрочнение в этом случае производилось по схеме рис. 1.1 накладнь зарядом без прокладки. Как видно из рис. 1.2 глубина повышения твердости в случае на ладного заряда лежит в пределах 15 мм.' ято согласуется с расчетами, согласно которь при толщине заряда А = 3.05 мм дает значение //=14.9 мм.

Рис. 1.1. Схема проведения экспериментов по определению глубины упрочнения. 1 - рельс с полированным торцом; 2 - полированный темплет; 3 - прокладка; 4 -промежуточный детонатор; 5 - детонатор.

Кривые падения твердости по глубине для схемы рис. 1.1 с лавсановой алюминиевой прокладками приведены на рис. 1.3 и 1.4 соответственно. Как видно и графиков, глубина упрочнения в этих случаях также лежит в пределах 15-18 М(. однако профиль кривой падения твердости имеет столообразную форму.

При отработке технологии упрочнения сварного стыка первоначальн предполагалось использовать схему, согласно которой сварной шов упрочнялс длинными накладными зарядом (см. рис. 1.5).

При этой схеме упрочнения предполагалось, что в местах расположени алюминиевых прокладок металл упрочнится значительнее, чем там где расположе голый заряд. Алюминиевые прокладки устанавливались в зоне термического влияни там где после сварки была минимальная твердость металла. Ожидалось, что поел воздействия профиль твердости в районе сварного шва выровняется. Однак эксперименты показали, что из-за большого количества ВВ, применяемого пр упрочнении по схеме рис. 1.5. происходит разрушение рельса в районе сварного шв При этом дополнительные мероприятия в виде обсыпки рельса мокрым песко привели лишь к тому, что рельс сохранялся, но в ряде опытов в области сварного шв зарождались трещины (см. таблицу 1.1.).

Таблица 1.1. рельса № опыта подложка обсыпка песком результат

1 677 доска + трещина;

2 659 доска — трещина

3 679 доска — слом.

5 662 доска + целый

6 689 песок слом.

8 687 песок + трещина

10 676 металл + слом.

Исходя из вышесказанного была предложена схема упрочнения сварного шв узкими полосками ВВ по зонам минимальной твердости (см. рис. 1.6).

Согласно этой схеме упрочнение производится последовательно только п зонам термического влияния, в которых предполагается снижение твердости при сварке. Эксперименты показали хорошую эффективность предложенной схемы: упрочнение происходило только в необходимых местах, рельсы сохранились во всех двенадцати контрольных опытах. В качестве альтернативной вышеописанной схем была предложена схема с предварительным упрочнением конца рельса перед сваркой (см. рис. 1.7).

Рис. 1.4. Кривая падения твердости по глубине при упрочнении через алюминиевую прокладку.

По этой схеме предполагается перед сваркой повышать твердость свариваемых концов рельс с таким расчетом, чтобы при сварке вследствие термического воздействия твердость металла опустилась до уровня исходной. При этом, используя прокладку (6), можно получить требуемый профиль упрочнения, учитывая, что при сварке в зонах рядом со швом происходит максимальное снижение твердости металла.

При упрочнении по схеме рис. 1.7 к торцу рельса должен примыкать противоразгрузочный темплет. Толщина темплета выбирается таким образом, чтобы волна разрежения, образующаяся на свободной поверхности темплета (2), не оказывала влияния на глубину упрочнения конца обрабатываемого рельса. Эта волна со скоростью звука распространяется по ударносжатому веществу, движущемуся в сторону фронта со скоростью, равной проекции массовой скорости на нормаль к фронту УВ (рис. 1.8). .'

На схеме, показанной на рис. 1.8 обозначены:

О О - исходное положение границы заряда и обрабатываемой поверхности рельса;

ОМ - торцевая поверхность рельса (темплета);

В - фронт ударной волны в упрочняемой детали;

ОВ - нормаль к фронту УВ;

СО - фронт ударной волны в накладном заряде;

ОГ - положение контактной поверхности обрабатываемой детали и продуктов детонации.

Н-1Ч,

Рис. 1.8. К расчету глубины зоны влияния торцевой волны разрежения.

Предположим, что за время ( с момента прохождения детонационной волны через точку О фронт детонации переместился на величину OD = Di, где D - скорость детонации.

В момент прохождения детонации через точку О в ней образуется волна разрежения, распространяющаяся по нагружаемому материалу. За время t ударносжатое вещество переместится по нормали к фронту от точки О на величину О А = U„i. Головная часть волны разрежения, возникшей в точке О, окажется в точке С, при этом

Л С = С„ • г, где С« - скорость звука за фронтом УВ в обрабатываемом материале. Исходя из геометрических соображений рис. 1.8 можно записать:

О В = OD • sin <р -Di- sin <р

АВ = ОВ - О А = Di ■ sin <р - Unl = (D sin <р - U„)t

ВС = V/1C2 - АВ2 =ijcl-{Dsm<p-Ü„)2 CD = ^Dcos<p-^jcl -(^sin^-í/J2 jí

Глубина зоны упрочнения, определенная по нормали к поверхности Oli = CF = CDsm(<p-0)

Ali = ^Dcos<p-^jcl-(Dsm<p-U2„)2Ysm{<p-0)

Расстояние данной зоны упрочнения от свободного торца рельса

OE = l-OD-DE = Dl -|¿)cosp- ^Cj, -(.Dsinp-Í/J2 Jícos(p-6>)

Тогда величина зоны упрочнения на расстоянии L от свободного конца определиться выражением:

Dcos<p-^Cl-(Dsm<p-ÜJ! -sm(<p-0)

И=-?-, ■ ^L. (1.1)

D - £> eos <p - -Je2 - (D sin <p -U„)' cos( <p - 0) I

Для упрочнения зарядом ЭГ-85 последняя формула принимает вид: Я = 0.382L

На рис. 1.8.6 линией ОАВ показана граница слоя упрочненного материала. Глубина упрочнения на участке ОА ограничена приходом волны разрежения, образующейся на свободной поверхности рельса, и определяется формулой (1.1). На участке ОВ глубина упрочнения определяется влиянием волны разрежения на внешней поверхности заряда и рассчитывается. Из рис. 1.8 очевидно, что для получения в обрабатываемом рельсе максимальной глубины упрочнения, толщина противоразгрузочного темплета должна быть больше ¿„„м . Величина ., для выбранного заряда рассчитывается по формуле (1.1) путем подстановки в нее Н. Для заряда ЭГ-85 толщиной 3 мм ¿.„„„ должно быть не менее 38.5 мм. Поэтому с учетом возможных колебаний толщины заряда (от 3 до 3.8 мм) толщина темплета должна быть не менее 50 мм.

Одним из недостатков взрывной технологии упрочнения металлов являются пластические деформации обрабатываемой детали. Для выработки мер по обеспечению сохранности обрабатываемого рельса в ряде экспериментов проводился замер величины пластической деформации после воздействия. Так при испытаниях по схемам 1.7а и 1.76 замеры показали что в случае, когда детонация по ВВ распространяется со стороны свободного конца (рис. 1.7а) пластические деформации меньше, чем при упрочнении по схеме рис. 1.76 (см. таблицу 1.2).

Таблица 1.2.

X, мм 5 15 25 35 45 55 65 75 85 95 Схема

АИ, мм 0.55 0.51 0.52 0.47 0.32 0.37 0.31 0.27 0.21 0.15 1.21.а

ЛИ, мм 0.73 0.75 0.75 0.81 0.87 0.86 0.93 0.92 0.99 0.91 1.21.

Кроме того эксперименты показали, что при упрочнении по схеме 1.76 вследствие течения металла на торце рельса получается наплыв высотой 2-2.5 мм, что недопустимо по условиям сварки. Таким образом, с точки зрения минимизации пластических деформаций, а также с точки зрения чистоты поверхности торца рельса наиболее предпочтительной является схема, приведенная на рис. 1.7а. Однако недостатком этой схемы является образование наплыва металла в том месте, где кончается заряд ВВ. Выход был найден с использованием профилированного заряда (см. рис. 1.9), когда заряд заканчивается плавным клиновидным скосом.

Испытания заряда с клиновндным скосом (схема рис. 1.9) показали, что наплыв металла в месте окончания ВВ заметно уменьшился: с 0.18 - 0.22мм для ВВ с прямым концом до 0.04-0.06 мм для ВВ со скосом.

Исходя из этого, эксперименты по выравниванию твердости сварного шва по зонам (см. рис. 1.6) в дальнейшем производились на ВВ, имеющим аналогичные скосы по бокам. Величина максимальной пластической деформации при этом составляла 0.33 - 0.35 мм. Использование прокладок из алюминия и лавсана увеличивает по сравнению с "голым" зарядом пластические деформации примерно на 0.09 и 0.15 мм соответственно.

Положение узла инициирования упрочняющего заряда выбиралось из условия обеспечения сохранности рельса. Путем экспериментальной отработки установлено, что для того чтобы избежать воздействия детонатора на рельс, точка инициирования должна быть отведена на 15-25 мм от поверхности рельса, а детонатор вместе с промежуточным ВВ должен крепиться в "нахлест" в отличие от традиционной схемы крепления в "торец".

Рис. 1.9. Схема формы конца заряда при предварительном упрочнении рельс. I - рельс; 2 - ВВ с клиновидным скосом.

Конструкция зарядов для предварительного упрочнения концов рельс перед сваркой приведена на рис. 1.10. Заряды состоят из упругого корпуса 2 П-образной формы, который изготавливается из плотного прессшпана и взрывчатого вещества. Упругий элемент служит для обеспечения плотного прилегания заряда ВВ к обрабатываемой поверхности при установке. Заряд ВВ состоит из пластины эластичного взрывчатого вещества ЭГ-85 1, дополнительных шашек из ЭГ-85 4 и сейсмопласта 5. Для того, чтобы отвести узел инициирования из зоны упрочнения, заряд изготавливается с хвостовиком, расположенным под углом 20° к основному заряду. Для придания дополнительной жесткости узлу инициирования к хвостовику приклеивается накладка из прессшпана - 3. Все детали заряда склеиваются в рабочем положении на макете головки рельса. Склейка осуществляется дисперсией ПВАД. Закрепленному на макете головки рельса заряду дается выдержка 4-6 часов до полного высыхания дисперсии ПВАД.

Схема взрывного упрочнения концов рельс приведена на рис. 1.11. Концы рельс 2 устанавливаются на стальной плите 1 толщиной не менее 20 мм. Заряд 3 закрепляется на головке рельса с помощью клейкой ленты 4. Инициирование осуществляется электродетонатором 5. Для того, чтобы вынести зону упрочнения из области сварного шва. заряд устанавливается на расстоянии 20 мм от конца рельса. Тем самым удается избежать влияния упрочненного металла на режимы сварки и расширить зону упрочнения за пределы зон термического влияния, что должно привести к упрочнению сварного соединения.

Испытания сварных стыков, упрочненных взрывом, проводились по следующей схеме.

Из одного рельса нарезались образцы длиной 1200 мм. Твердомером КИТ-1М измерялась твердость поверхности катания концов рельсов. На части образцов производилось взрывное упрочнение, часть образцов оставалась неупрочненной. Эти образцы рассматривались как контрольные.

У упрочненных образцов на концах измерялась твердость поверхности катания.

Рис. 1.10. Конструкция зарндои для ivipi.mnoro упрочнении концов рельс.

Рис. 1.11. Схема взрывного упрочнеппя концов рельс перед сваркой.

Далее образцы сваривались в одну плеть за одну смену. В плети образцы располагались таким образом, чтобы контрольные образцы чередовались с упрочненными. После сварки измерялась твердость поверхности катания в районе сварного стыка у контрольных и упрочненных образцов. На рис. 1.12 приведено распределение твердости по поверхности катания в районе контрольного сварного стыка и сварного стыка, сваренного из упрочненных рельсов. Из графиков видно, что стык, сваренный из предварительно упрочненных рельсов, имеет более гладкое распределение твердости. У него приближена к исходной твердость в районе сварного шва и уменьшены области пониженной твердости в зонах термического влияния, причем твердость поверхности катания в указанных зонах падает не ниже исходной.

На графиках рис. 1.13 приведены распределения твердости в районе сварного стыка до упрочнения (исходная твердость рельсов) - кривая I, после взрывного упрочнения - кривая 2 и после сварки - кривая 3. Сопоставление приведенных кривых показывает, что в зонах термического влияния сварного шва происходит падение твердости, но так как твердость поверхности была искусственно повышена за счет взрывного упрочнения, то после сварки твердость поверхности катания падает не ниже исходной.

Сваренные образцы подвергались испытаниям на статический поперечный изгиб по методике ТУ 32 ЦП-560-93 на прессе с нагружением на головку образца. В процессе испытаний у контрольных и упрочненных образцов регистрировалось усилие разрушения рельса и стрела прогиба в момент разрушения. Результаты испытаний сведены в таблицу 1.3.

Анализ полученных результатов показывает, что сварные стыки, упрочненные взрывом, имеют усилие разрушения на 7% выше и стрелу прогиба на 38% выше, чем у неупрочненных. Объясняется это локальным изменением твердости и прочности в головке рельса. Подошва рельса, при испытаниях находящаяся в зоне растяжения, во время взрыва не получала изменений структуры материала рельса. Поэтому в сумме проявились только положительные результаты упрочнения.

Полученные результаты показывают, что разработанная технология улучшает прочностные характеристики сварных рельс и может быть рекомендована к внедрению на железных дорогах. Она позволит снизить развитие седловин в местах сварных стыков. Упрочнение торцов рельсов целесообразно организовать на местах их изготовления.

440 400 360 320 2Q

80 60 40 20 0 20 40 60 " 80 - - стык, сваренный по обычной технологии

- - стык, спаренный иэ предварительно упрочненных рельсов

Рис. 1.12. Распределение твердости по поверхности катания в районе сварного стыка.

Таблица 1.3. Результаты испытаний упрочненных сварных стыков на статический поперечный изгиб по ТУ 32 ЦП-560-80. обр. Тип упрочнения Завод изготовитель № плавки Разрушающая нагрузка, кг Стрела прогиба, мм. Наличие дефектоварки

2. Неупроч-ненный КМК П735И 250 35 нет

4. Неупроч-ненный КМК П735И 250 36 нет

6. Неупроч-ненный КМК П735И 230 30 сил. вкл. 5 мм

8. Неупроч-ненный КМК П735И 235 32 нет.

1. Упрочнен взрывом КМК П735И 260 45 нет

3. Упрочнен взрывом КМК П735И 245 36 сил. вкл. 10 м м

5. Упрочнен взрывом КМК П735И 265 51 нет

7. Упрочнен взрывом КМК П735И 265 . 47 сил. вкл. 2 мм

9. Упрочнен взрывом КМК П735И 260 52 нет

2. Моделирование конструкций накладных зарядов н взрывное восстановление стрелочных крестовин.

Для восстановления изношенных крестовин методом сварки^ взрывом, была проведена серия отргя<5"оТо"чных" offытоbTio традиционной схеме и с использованием теплового потока ударно-сжатого воздуха. Опыты проводились с использованием пластин из стали 50ХФА (отожженных до твердости 300-350 НВ) толщиной 2.3 и 4 мм. Верхняя граница "окна" свариваемости для стали 50ХФА соответствует верхней границе пластины из марганцовистой сталй толщиной 2 мм. В качестве ВВ использовался аммонал (D ~ 4.5-10! м/с) и аммонал с аммиачной селитрой (75/25, D = 3.6103 м/с). Скорость детонации ВВ определялась при толщине слоя ВВ 15 мм и насыпной плотности 0.96I03 кг/м3. Пластины наваривались на зачищенные поверхности катания крестовин. Было показано, что пластины из марганцовистой стали толщиной 2 мм и более не попадают в "окно" свариваемости. Опыты со сталью 50ХФА подтвердили это. Пластины толщиной 4 мм (что соответствует пластинам из .марганцовистой стали 2 мм) приварить к крестовине не удалось. Качество сварки пластин толщиной 2 и 3 мм также было недостаточно хорошим. Область волнообразования практически во всех опытах начиналась на расстоянии 25 - 30 мм от начала пластин. В конце пластины область непровара составляла 5 мм. Во всех опытах удалось с помощью зубила разъединить приваренную пластину от крестовины еще на 25 - 30 мм. Несколько лучшие результаты были получены в тех опытах, где начальный участок привариваемой пластины (примерно 20 мм) отгибался на 3 - 5°. Однако и в Этом случае область непровара была не менее 10 мм от начала привариваемой пластины. В опытах с использованием теплового потока ударно-сжатого воздуха' удалось качественно приварить пластины толщиной 2, 3 и 4 мм. Поэтому эта схема сварки и была использована для восстановления двух крестовин.

Восстанавливаемые крестовины предварительно были подвергнуты фрезерной обработке. На усовиках к сердечнике крестовин были удалены до образования плоскости на глубину 5-10 мм места износа, обусловленные эксплуатацией на железнодорожных путях. Ввариваемые пластины изготавливались из сталей Ст.40 (толщина пластины 5.5 мм) и Ст. 10 (толщина пластины 10 мм). Твердость ввариваемых пластин составляла 150 НВ и 110 НВ соответственно.

При наваривании пластин толщиной 5.5 мм (при длине 220 мм) имел место непровар на участке изменения ширины усовиков (рис. 2.1). Из области непровара пластины удалялись и наваривались вновь. Пластины толщиной 5.5 мм вваривались в прямоугольные пазы без изменения массы по длине пластины. На начальном участке отмечены области непровара (5 - 10 мм).

Рис. 2.1. Схематичное представление восстановленной области крестовины при наваривании пластин толщиной 5.5 мм.

1 — область первичной сварки,

2 — область повторной сварки.

V/ssss/A* ■ ч

Рис. 2.2. Схематичное представление ввариваемой пластины (а, б) и восстанавливаемой крестовины в сборе с пластиной (в).

При наваривании пластин толщиной 10 мм (при длине 420 - 440 мм) делались заходные участки для более быстрого формирования ударной волны и теплового потока. Вид пластины, ввариваемой в сердечник, приведен на рис. 2.2. Ширина навариваемой пластины бралась больше ширины восстанавливаемой крестовины. Это делалось с целью защиты места сварки от возможного проникновения продуктов взрыва. Для более легкого среза в области навнсання пластины делались надрезы глубиной 8 мм. Качество сварки получилось достаточно хорошим. Самая большая область непровара была на сердечнике и достигала 15 мм в самой узкой области. Эта часть была затем снесена продуктами взрыва при восстановлении усовиков крестовины. После восстановления крестовины были обработаны рельсошлифовальной машинкой.

3. Моделирование гибких зарядов с нпзкоскоростными характеристиками и ■методика использования энергии взрыва для устранения последствий железнодорожных аварий.

В настоящее время является актуальной проблема увеличения эффективности работ по ликвидации последствий аварий на железнодорожном транспорте при одновременном повышении уровня безопасности.

Как показал опыт ликвидации железнодорожной аварии в июле 1995 года в районе станшш Сергач Горьковской железной дороги в значительном ряде случае'для достижения поставленной выше задачи целесообразно использование зарядов взрывчатых веществ. Существенное уменьшение опасности при этом обусловлено снижением времени пребывания персонала в зонах возможного вредного воздействия факторов внешней среды в аварийной зоне, в .том числе пожара, токсических выбросов химически активных веществ и т.п.

Проведенный анализ номенклатуры имеющихся в настоящее время и выпускаемых серийно ВВ и зарядов на их основе, показал явную недостаточность их для проведения аварийных работ.

В связи с этим была поставлена задача по разработке комплекта новых зарядов ВВ: /

1. Зарядов для резки рельсов и хвостовиков автосцепок (Основное требование | возможность резки "напряженного" рельса, автосцепки, находящейся под нагрузкой в завале. Масса взрывчатого вещества не более 0,5 кг для рельса и не более 1.5 кг для автосцепки).

2. Зарядов для проделывания в железнодорожных цистернах для сжиженных газов и легко воспламеняющихся жидкостей дополнительных пробоин. Основным требованием к эффективности действия являлось обеспечение образования пробоины в стальных цистернах с толщиной стенки не менее 30 мм при подрыве с расстояний 5-30 м при массе взрывчатого вещества не более 12 кг.

3. Шнуровых и удлиненных кумулятивных зарядов для резки цистерн, хопперов, цементовозов, вырезания люков, расчленения кузовов подвижного состава в завалах, ; (Основное требование - обеспечение разрезания стальной преграды толщиной 1-30 мм любой формы при неограниченной протяженности реза.)

К зарядам предъявлялись требования по ограничению диапазона времени их установки и проведения подрыва в пределах 10-15 минут, подготовки работы в полевых условиях без привязки к коммуникациям (электроэнергия, сжатый воздух л т.д.) в любых погодных условиях и в любое время года.

Разработанные заряды должны были иметь минимальные радиусы опасных зон по воздушной волне н осколочному полю, не иметь токсичных выбросов, по безопасности в обращении и применении быть на уровне зарядов, допущенных в настоящее время к постоянному применению.

Поставленный комплекс задач удалось в полной мере решить за счет использования, главным образом, кумулятивных зарядов различных конструкций. При этом ряд зарядов представляет собой пионерскую разработку.

Выбор кумулятивных зарядов в качестве . основных вариантов решения поставленных задач обьясняется их максимальной, по сравнению с другими типами зарядов ВВ, эффективностью действия ввиду концентрирования и переноса энергии взрывчатого вещества в заданном направлении в необходимом диапазоне расстояний.

Высокий коэффициент полезного действия кумулятивных изделий позволяет снизить массу, входящего в них ВВ, что позволяет минимизировать действие воздушной ударной волны, осколочного поля и т.п., соответственно обеспечить максимальную безопасность при высоком уровне эффективности.

Известно также, что для перебивания рельса типа Р-50 достаточно использовать тротиловые шашки типа Т-400, или их аналоги с массой заряда ВВ не более 1 кг. Главным недостатком этих шашек является высокая вероятность образования металлических осколков рельса, что делает необходимым применение локализаторов взрыва и т.п. конструкций.

Все перечисленные недостатки исключаются при использовании для резки шнуровых кумулятивных зарядов (ШКЗ).

Также рассмотрены специальные конструкции заряда на основе простейших ВВ (порошкообразный тротил, аммонит 6ЖВ и т.п.), размешенных внутри деревянного (ДВП, фанера) контейнера. Такой заряд способен производить стабильное дробление рельса при массе ВВ не более 300 г.

Другим возможным путем решения данной задачи является применение пастообразных взрывчатых материалов, например пасты по ТУ 7511903-553-91.

К преимуществам пастообразных материалов относится возможность их достаточно быстрого нанесения на поверхности любой конфигурации, в том числе вертикальных и потолочных конструкций.

В результате подрыва трех зарядов массой 250-300 г во всех случаях наб/нодалось полное перебивание рельса (рис. 3.1).

Рис. 3.1. Схема перебивания рельса ШКЗ, пром. ВВ и пастообразным ВВ.

Актуальность задачи проделывания дополнительных пробоин в железнодорожных цистернах обусловлена тем, что емкостное оборудование при авариях (цистерны) в значительной мере повреждается, жидкие опасные материалы вытекают, причем сжиженные газы при их последующем смешении с воздухом способны образовывать взрывчатые смеси. При этом простои в работе транспорта, связанные с ликвидацией последствий аварийной ситуации ведут к значительным убыткам.

Для решения подобных задач в войсках используются противобортные мины и кассетные элементы, предназначенные для дистанционного поражения бронированной техники. В качестве примера можно привести мины ХМ24 (США), МАН .мод. XI (Франция), АТМ-6 (Австрия), содержащие металлическую выпуклую кумулятивную облицовку имеющую вид конуса или сегмента сферы (эллипса) и способные формировать одиночные компактные металлические элементы (так называемое "ударное ядро"), имеющие скорость до 2000 м/с и массу 0.5-1 кг.

Целью работ являлось повышение эффективности и безопасности взрывных работ за счет дистанционного формирования в стенках металлических емкостей толщиной 540мм одного или нескольких отверстий диаметром 20-100 Йм при удалении персонала аварийно-восстановительных подразделений^ пер^делов,опжных.зол„,.-.«»-,.,—,,.

-ИоставШ'пГй цель достигается за счет применения специальных кумулятивных зарядов (КЗ), наполненных бризантными взрывчатыми веществами массой 0.2-5 кг, со скоростью детонации взрывчатых веществ 6000-8500 м/с, плотностью 1600-1850 кг/м!; имеющих металлическую облицовку кумулятивной выемки толщиной 2-5 мм с высотой облицовки по внутренней поверхности 0.05-0.1 диаметра облицовки и корпус из полимерного или иного материала, не способного формировать осколки.

При этом КЗ, ориентированные основанием кумулятивной облицовки в направлении стенки емкости, располагают на расстоянии 5-30 м от емкости, подлежащей разгерметизации.

Возможность решения данной задачи обуславливается тем. что при подрыве таких КЗ образуются метаемые элементы, имеющие массу 0.02 - 0.2 кг и скорость 1.5-3.5 км/с и сохраняющие свою целостность на значительных расстояниях от места подрыва.

После инициирования заряда посредством электродетонатора, капсюля-детонатора или детонирующего шнура, происходит' детонация основного заряда. При обжатии кумулятивной облицовки продуктами детонации из материала облицовки металлический элемент (МЭ), имеющий скорость 1500-3500 м/с. массу 60-80% от исходной массы кумулятивной облицовки, и сохраняющий свою целостность на расстоянии до 50 метров.

При соударении со стенкой емкости происходит проникание МЭ в стенку и его частичная деформация. Ввиду значительных нагрузок, возникающих на стенке емкости, на ее тыльной поверхности происходит откол части металла.

Вблизи границы образующегося отверстия также формируются откольные осколки стенки, движение которых происходит как во внутрь емкости, так и наружу. В случае заполнения емкости жидкостью в ней образуется каверна. После схлопывания каверны и окончания проникания МЭ из образованного в стенке отверстия начинается истечение жидкости. При наполнении емкости газообразным материалом, за счет нагрева газа МЭ и откольными осколками может происходить возгорание истекающего газа.

Для достижения гарантированного пробития стенок емкостей вне зависимости от материала, содержащегося в ней. необходимо, чтобы КЗ удовлетворяли совокупности ряда требований: ,

1. Диапазон относительной высоты кумулятивной облицовки обусловлен достаточно узкой областью существования режима т.н. "обратной кумуляции", характерного для образования МЭ, так как при отношении высоты и диаметра облицовки (H/D) менее 0.05 происходит интенсивное дробление кумулятивной облицовки на отдельные осколки, метание которых продуктами детонации заряда ВВ осуществляется аналогично метанию плоской пластины, а при H/D более 0.1 возможно образование аналогов классической кумулятивной струи, что резко снижает дальность действия КЗ.

2. Ограничение расстояния до пробиваемой стенки металлической емкости диапазоном 5-30 м. Это обусловлено тем, что на расстоянии менее 5 м возможно воздействие опасных факторов внешней среды на заряд взрывчатого вещества КЗ. когда формирование элемента еще не завершено, а на расстояниях свыше 30 м возрастают потери кинетической энергии МЭ и повышается вероятность разрушения МЭ на отдельные осколки за счет градиента скоростей головной и хвостовой части МЭ а также из-за наличия радиальной составляющей скорости.

3. Диапазон толщин металлической кумулятивной облицовки обусловлен необходимым минимальным (2 мм) и максимальным (5 мм) значениями и определяется свойствами взрывчатых веществ, применяемых в КЗ.

4. Верхний предел плотности ограничивается показателями мощных бризантных ВВ, которые могут иметь плотность до 1800 кг/м3 и скорость детонации до 8500 м/с, обеспечивая возможность получения металлических элементов с кинетической энергией от 15 кДж (масса заряда 0.2 кг) до I МДж (масса заряда 5 кг).

5. Нижний предел энергетических показателей основного заряда ограничен тротилом при плотности 1550 кг/м', имеющим при этом скорость детонации около 6800 м/с, что обеспечивает возможность получения металлических элементов с кинетической энергией от 10 кДж (масса заряда 0.2 кг) до 0.7 МДж (масса РЗ 5 кг).

6. Ограничение массы заряда ВВ КЗ - 0.2-5 кг обуславливается необходимостью обеспечения минимально необходимого уровня кинетической энергии МЭ при минимальном уровне воздействия воздушной ударной волны на людей и оборудование.

7. Необходимость применения корпуса из полимерных материалов обуславливается требованиями безопасности при педепии аварийных работ.

1? ходе проведения расчсгно-экспсрнмснталмюп разработки конкретных конструкции зарядов предварительно была проведена расчетная оценка эффективности действия металлических элементов, образующихся при подрыве дальнобойных кумулятивных зарядов (ДКЗ). по металлическим природам для широкою круга ВВ-нанолнителей в диапазоне плотностей ВВ от 1.5 до 2.0 г/см' и скорости детонации 50008500 м/с. массой от 0.1 до 5 кг.

Для расчета ДКЗ применялась инженерная методика расчета КЗ. разработанная в ГосНИИ"Кристалл".

Рис. 3.2. Разбиение заряда на расчетные сечения (а - коническая. Ь - полусферическая облицовка). I - заряд ВВ: 2 - корпус: 3 - облицовка; 4 - расчетное сечение.

Схематически расчет проводится следующим образом:

КЗ условно разбивается на заданное количество сечений (рис. 3.2).

Для каждого сечения проводится оценка соответствующей массы кольца оолпцовки и массы ВВ. Активная масса в данном сечении рассчитывается в соответствии со схемой мгновенной детонации. а Ь Н

3.1) где Мае - масса ВВ в сечении; тк„р„ - масса корпуса; т„ - масса облицовки.

Максимальные скорости метания облицовки при торцевом метании составляют - р = М,/т„,

И7" =0.612^

3.2) где р - коэффициент нагрузки.

Скорость метания элемента облицовки с уметом динамика его разгона оцениваете по схеме одномерного метания для цилиндрических оболочек I, (3.3) где I - время разгона; т - характеристическое время разгона.

Затем вводится поправка, учитывающая то, что дегонацнонная волна подходит облицовке под углом, отличным от 0°. Для этого рассчитываются максимальные скороеп метания облицовки при скользящей детонации

IV' =0.612

3.4)

Скорость метания при подходе фронта детонационной волны к облицовке под углом

IV} =И'„'(1-а-5от$)

0 = 1-1/

IV

3.5)

Угол подхода рассчитывается в предположении, что детонационная волна движется от точки инициирования прямолинейно с постоянной скоростью О (т.е. сферическая волна).

Затем вводится коэффициент, учитывающий распределение плотности энергии ВВ по высоте облицовки:

IV,, = х-1У}

О 75 + 1п(1 / а) - а + 0.25 / а) 1

1/а-1 1 + 4/и/г где Ъ - расстояние до точки инициирования. I, - размер активной части ВВ.

3.6)

После расчета скорости метания вычисляется осевая и радиальная составляющие скорости метания. Здесь же идет расчет интегральных характеристик элемента, образованного из части облицовки "от оси до текущего радиуса". Масса колыщ добавляется к массе элемента. Средняя скорость элемента при добавлении кольца облицовки, метаемого со скоростью \У рассчитывается из закона сохранения импульса. По найденной массе и скорости рассчитывается кинетическая энергия данной части элемента.

Схема формирования компактного металлического элемента приведена на рис. 3.3.

Считается, что при метании облицовка обжимается только под влиянием радиальной составляющей скоростей. В зависимости от величины радиальной составляющей скорости облицовка разделяется на центральную и периферийную части. Из центральной части формируется центральный стержень элемента (пест), а периферическая часть обжимается до меньшего радиуса с сохранением характерной формы (рис. 3.3). Предполагается, что кинетическая энергия элемента облицовки полностью переходит в работу пластической деформации металла. В процессе расчета текущего сечения облицовки для периферической части оцениваются радиус и толщина элемента после ее обжатия.

Исходя из этих величин и размеров центрального стержня оценивается длина и диаметр элемента.

По размерам сформированного металлического элемента, его скорости и массе (энергии) по эмпирической формуле оцениваются размеры образуемого в стальной полубесконечной преграде кратера.

В целом погрешность расчета по данной методике не превышает экспериментальной для большинства вариантов исполнений ДКЗ в широком диапазоне изменения свойств взрывчатых материалов основного заряда и его конструктивных особенностей.

При апробации методики была обоснована целесообразность применения данной методики расчета для оптимизации конструкций натурных кумулятивных зарядов. 0

I.

Рис. 3.3. Расчетная схема формирования компактного элемента. предназначенных для использования в народном хозяйстве, в том числе и при ликвидации последствий аварий на железнодорожном транспорте.

Проектирование ДКЗ осуществлялось исходя из следующих ограничений: по массе ВВ - обеспечение безопасных по действию взрыва зон; по диаметру металлической облицовки - исходя из технологических.ограничений. Критерием выбора служила энергия компактного элемента при условии сохранения его целостности.

На основании результатов расчета по инженерной методике, были определены основные соотношения конструкционных параметров заряда ДКЗ и характеристик ВВ-наполнителей, выпускаемых в условиях серийного производства. На следующем этапе были отработаны процессы изготовления и наполнения корпуса ДКЗ двух типов: ДКЗ-40 и ДКЗ-70 с допусками, приемлемыми для заводского изготовления при минимальных затратах

В результате испытаний образцов ДКЗ, установлено:

1. При подрыве зарядов ДКЗ-70 образуется компактный метаемый элемент, сохраняющий свою сплошность на расстояниях не менее 90 диаметров исходного заряда (6.5 м).

Скорость МЭ составляет 2850 м/с . »

В МЭ переходит 50-60 процентов исходной массы облицовки.

МЭ, сформированный при подрыве ДКЗ-70 на расстоянии 6.5 м от преграды, пробил в стальной плите прочностью 300 кг/мм2 и исходной толщиной 22 мм отверстие диаметром 40-45 мм.

Воздействие МЭ на преграду с пределом прочности на растяжение 180-220 кг/мм2 (сталь Ст.З) и толщиной 30 мм при подрыве ДКЗ-70 на расстояниях 25-30 м от нее способно приводить к образованию отверстия диаметром 35-50 мм.

2. При подрыве зарядов ДКЗ-40 образуется компактный метаемый элемент, сохраняющий свою сплошность на расстояниях не менее 600 диаметров исходного заряда (25 м).

Скорость МЭ составляет 2350 м/с.

В МЭ переходит 9-12 % энергии взрывчатого вещества.

При подрыве заряда ДКЗ-40 на расстояний 25 м от преграды из стали ПСМ-43 толщиной 22 мм образовано единичное отверстие диаметром 25-30 мм. Данная эффективность адекватна эффективности действия по преграде из стали Ст.З толщиной 35-40 мм.

На основании результатов экспериментов был сделан вывод о целесообразности использования зарядов ДКЗ-40 и ДКЗ-70 в качестве прототипов зарядов для дистанционного взрывного формирования отверстий в емкостях, содержащих сжиженные газы, а также ЛВЖ и ГЖ (рис. 3.4,3.5).

Рис. 3.5. Схема мультикумулятивного заряда. 1,7- детонирующий шнур, 2,6- крышка корпуса, 3- ДКЗ. 4- наполнитель, 5- облицовка.

Был проведен анализ характерных особенностей объектов, подлежащих демонтажу. Все демонтируемые взрывом объекты представляли собой цистерны из низкоуглеродистон стали с толщиной стенки котла не более 10мм. Каждая из цистерн имела рубашку, выполненную из стали толщиной не более 3 мм.

Диаметр котлов цистерн составлял приблизительно 3 м при длине по оси около 10,5 м.

Характерными особенностями данных цистерн являлись, прежде всего, значительные повреждения котлов и рубашек, неровная и загрязненная поверхность котлов, неопределенная ширнна зазора между внутренней поверхностью рубашки и наружной • поверхностью котла, а также наличие остатков перевозимых материалов, например, фенола (от 200 до 1000 кг) или дизельного топлива.

Естественно, что такие цистерны представляют серьезную опасность при их резке стандартными способами (газом и т.п.) , особенно цистерны с фенолом - ядовнтной легковоспламеняющейся жидкостью. Поэтому демонтаж цистерн осуществлялся с помощью взрывчатых материалов - ШКЗ-4, ШКЗ-6 и патронированного аммонала. В таблице 3.1 представлены данные по зарядам ШКЗ.

Таблица 3.1

Основные параметры и размеры зарядов ШКЗ-4 н ШКЗ-6

Параметр ШКЗ-4 ШКЗ-6

1. Диаметр, мм (*) 19.5

2.0) 29.0 (2.5)

2. Высота, мм 19.5

2-0) 29.0 (2.5) 3. Глубина выемки, мм 12.0

1.5) 19.0(2.5)

4. Толщина облицовки, мм ' 1.1 1.3

1.2) (1.7)

5. Масса 1 пог.метра ШКЗ без облицовки, Кг 0.27

0.025) 0.59

0.035)

6. Масса 1 пог.метра ШКЗ с облицовкой , кг 0.41 ' 0.9

0.03) (0.04)

7. Толщина перерезаемой стальной преграды, мм 15 25 не более) - номинальное значение.

-допустимое отклонение.

Каждую из цистерн необходимом было разрезать на фрагменты с максимальным линейным размером не более 6 м. В соответствии с этим представлялось целесообразным разделение цистерн не менее чем на 4 относительно одинаковых фрагмента. На рис. 3.6 и

3.7. представлены принципиальная технологическая схема демонтажа цистерны и вариант организации работ на месте аварии.

При оптимальной организации взрывных ликвидационных работ их производительность может составлять 4-8 цистерн за световой день. ,

Рис 3.6. Схема демонтажа цистерны.

ШКЗ-шнуровой кумулятивный заряд, ФЗ-фугасный заряд, I - открытая стенка цистерны, 2 - рубашка, 3 - хребтовая балка, 4.6 - фрагменты, полученные после демонтажа, 5 - разрез рубашки.

Рис.3.7. Организация работ на месте аварии. 1-место взрыва; 2-место подрыва; 3-местонахождение исходных цистерн; 4 - спецавтомашина с ВВ; 5-пожарная а/машина; 6-пост оцепления; 7-аварийно-востгановительный поезд; 8-граница опасной зоны.

Оценка размеров безопасных зон проводилась согласно методике, описанной в работе.

Рассчитывались размеры зон, опасных по действию воздушной ударной волны на человека и остекление промышленных и жилых зданий.

При этом оценка размера зоны, опасной по действию ВУВ на человека производилась в соответствии с соотношением:

Я =¡5x0, (3.7) где: О - масса взрывчатого вещества в кг, , ;

К -минимальное безопасное расстояние, м. ! ■ ■. I I

В связи с тем что все разработанные заряды имеют массу до 2 кг, минимальный радиус зоны, безопасный по действию ВУВ на остекление, рассчитывали по соотношению:

Я=63хК^хК]хО, (3.8) где: - коэффициент, учитывающий сезон проведения работ (Л"ч=1 для лета и Л"м=1.5 для зимы); Л", - коэффициент, учитывающий влияние забойки (/<",= 1 - для зарядов без забойки, А",=0.5 - для зарядов с забойкой, высота которой равна высоте заряда).

Наиболее опасным является подрыв зарядов без забойки в зимних условиях. При этом радиус зоны, опасной по действию ВУВ на человека значительно меньше, чем по действию ВУВ на остекление.

В таблице 3.2 представлены данные по размерам опасных зон для конкретных типов вновь разработанных зарядов.

Таблица 3.2

N Тип заряда Масса Радиус опасной зоны, м

ВВ, кг

1*1 К2 ЯП Я12

1 Для резки рельса 0.3 28 14 43 21 10 контейнер, паста.ШКЗ)

Для перебивания хвостовика КЗУ-0.8 0.8 54 27 82 41 14

2 Для дробления грунта 0.65 50 23 68 34 13

КЗ 0.15 22 11 33 16 9

Контейнер 0.3 28 14 43 21 10

3. Для разгерметизации цистерн ДКЗ-40 0.3 28 14 43 21 10

ДКЗ-70 0.65 50 23 68 34 13

При оценке перспективности разработки любой ново» промышленной технологии вопросы экологического воздействия па человека и окружающую среду являются очень важными, а зачастую и решающими при принятии решения о целесообразности создания и внедрения новой техники. Одним из важнейших аргументов в пользу взрывных технологий и средств разделки металлоконструкций являются их; несомненные преимущества по санитарно - гигиеническим -условиям труда и экологическим характеристикам по сравнению с традиционной газовой резкой.

Газовая резка является наиболее применяемым методом,, разделки металлоконструкции на лом. так . например при судоразделке с ее помощью осуществляется 90% операций. По газовой резке имеются достаточно полные экспериментальные данные по составу и количеству пылегазовыделений и санитарно -гигиеническим условиям. Для взрывной резки также определены данные о количестве вредных газов, образующихся при взрыве зарядов ВВ. Эти материалы позволяют провести количественное сравнение двух различных методов разделки металла.

Опасным загрязняющим соединением, влияющим как на газорезчика, так и на окружающую среду, является окись углерода (СО).

Окись углерода сильно токсичный газ (кровяной яд), который вызывает головную боль, головокружение, рвоту, одышку, судороги. Токсичность этого газа связана с его способностью реагировать с гемоглобином крови со скоростью почти в 200 раз превышающей скорость связывания кислорода гемоглобином. Предельно допустимая концентрация (ПДК) для СО составляет 20 мг/см"'. что соответствует 4 классу опасности. Усредненные показатели содержания окиси углерода в воздухе рабочей зоны при газовой резке дают значение в 62.2 мг/см3. достигая в отдельных пробах 500 мг/см3. Усредненный валовый выброс составляет 0.08 г/с. При газовой резке стали под действием высокой температуры и кислорода выделяются в виде токсичных аэрозолей окислы металлов, входящих в состав разрезаемой стали. Суммарные пылегазовыделення составляют 1,06 кг на 1 тонну металлолома. Химический состав пыли включает следующие компоненты ЭЮ;; Ре;Оз; МпО; СггОз; N¡0: РЬО; СиО; ¿пО: Сц-Сю. Исследованные образцы пыли являлись высокодисперсными. Содержание пылевых частиц размером до 5 микрон составляет 92.7%.

При взрывной резке практически отсутствуют продукты горения металла корпуса и краски. Сравнение по этим компонентам показывает преимущество взрывной технологии.

Из-за мгновенного действия взрыва металл не успевает окислиться, в пыли отсутствуют токсичные аэрозоли металлов, входящих в состав стали и краски, в том числе аэрозоли свинца, меди, никеля и т.д., а также отсутствуют образующиеся в процессе горения металла окись углерода, оксиды азота, диоксиды серы, углеводороды. Пыль образуется из отслаиваемых в результате прохождения ударной волны кусков краски, ржавчины, а также других загрязнений.

Общее количество образующейся пыли, согласно имеющимся данным взвешивания кусков судового лома до и после разделки, принято равным 5% от массы металла. Из этого количества 1% приходится на долю краски и выбиваемого материала корпуса и остальные 4% - на долю неметаллических загрязнении, которые в расчетах не учитываются. Таким образом, по объему пылегазовыделення от корпуса при взрыве составляют примерно 10 кг на тонну лома. Токсичность этой пыли по СО принимается равной нулю.

При взрыве большинства бризантных ВО также выделяется окись углерод приблизительно 40 литров на I кт исходного ВВ.

Таким образом при взрывной разделке по окиси углерода происходит снижеш вредных выбросов более чем в 10 раз. Специфика проведения взрывных работ заключаете в том, что в момент взрыва н в течение 15-20 минут после него, т.е. до восстановления рабочей зоне ПДК пылегазовыделений до требуемых норм люди в рабочей зо отсутствуют. За 15-20 минут облако пыли оседает, газы рассеиваются, взрывнн работают в условиях естественной вентиляции, рабочие дозы при операциях укладки инициирования зарядов нормальные.

Заключение.

Проведенные исследования на основе компьютерно моделирования технологии применения энергии взрыва позволи получить следующие основные результаты:

I. Разработан метод получения равнопрочных рельсовых плет на основе использования энергии взрыва.

Решена проблема реставрации крестовин стрелочн переводов безвыплесковон сваркой путем подрыва накладных заряд 3. Разработанные . гибкие заряды . низкоскоростны , характеристиками и дистанционные заряды позволяют оператив устранять последствия железнодорожных аварий с обеспечени полной безопасности рабочего персонала, ¡¡.о .• 4 Разработанные конструкции зарядных устройств и метод» использования ш»роко внедрены на железнодорожном транспорте

Представленный в работе комплекс исследовании компьютерному' моделированию энергии взрыва позволил широ использовать взрывные технологии на железнодорожном транспорте.