Использованием уравнения
Линеаризация системы конечно-разностных уравнений модели с использованием уравнений состояния вида
В связи с изложенным существенное значение для инженерных расчетов прочности и ресурса приобретают приближенные способы количественного определения коэффициентов концентрации и полей упругопластических деформаций, отражающие процессы перераспределения напряжений и деформаций и дающие приемлемую точность. Простейшим предположением, позволяющим рассмотреть изменение местных напряжений в зоне концентрации, является предположение о равенстве коэффициента деформации Ке теоретическому коэффициенту концентрации напряжений а а в пластической области. В этом случае с использованием уравнений (1.17), (1.18) для относительных величин напряжений сг и деформаций ё получим систему уравнений для определения местных напряжений атахк и деформаций ётахк и коэффициентов концентрации напряжений К0 и деформаций Ке :
С использованием уравнений (1.129), (1.136) для предельного состояния
По кривым 1 и 2 (рис. 3.14, в) при известном эксплуатационном числе циклов N = N3 с использованием уравнений (0.1)-(0.8), (3.41), (3.43) можно установить запасы по предельным нагрузкам про, пРр и пРс.
Оценку коэффициентов концентрации деформаций К^' и напряжений К^( (для координат 5-ё) можно выполнить с использованием уравнений (4.34) и (4.35) после замены показателя упрочнения m диаграммы статического деформирования на показатель упрочнения m'W диаграммы циклического деформирования (последний определяется по уравнению (4.27)), а также номинального напряже-
За допускаемые величины [еа ] и [JV0 ] принимаются минимальные по уравнениям (4.48) и (4.49). Амплитуды местных упругопла-стических деформаций ёа в зонах концентрации и вне зон концентрации определяются с использованием уравнений кривых статического и циклического деформирования (4.24) и (4.31); при этом показатели упрочнения т' и т'^ определяют по уравнениям (4.25) и (4.27) для заданных в эксплуатации тцэ и JV0. Местные деформации в зонах концентрации определяются по уравнениям (4.34), (4,36), (4.39), (4.40) для указанных выше тцэ и N0.
С использованием уравнений (4.1), (4.5) и (4.62) можно записать
По кривым 1 и 2 (рис. 14.3, в) при известном эксплуатационном числе циклов N = N3 с использованием уравнений (14.5), (14.6) и (14.8) можно установить запасы по предельным нагрузкам пр0, пРр и пРс.
Данные о равновесном составе ПД в плоскости Ч—Ж для ряда ВВ, рассчитанные в работах [5.92, 5.106, 5.108, 5.111, 5.114] с использованием уравнений состояния BKW, LJD, VLW, WCA1, JCS3, а также [5.116], сведены в табл. 5.7. Сравнение расчетного состава ПД и тепловых эффектов взрыва с экспериментальными данными требует отдельного рассмотрения (с учетом условий проведения эксперимента) и будет выполнено в главе 6 (см. также [5.97, 5.120, 5.127]). В п. 6.3 будет рассмотрен вопрос о фазовом состоянии образующегося в ПД CHNO-BB конденсированного углерода. Последний (в соответствии с его фазовой диаграммой при высоких давлениях [5.122, 5.129]) может находиться в ПД не только в виде графита [5.120], но и алмаза, а для ВВ с наиболее высокой температурой — в фазе жидкого углерода.
с частицами крупной фракции, Это привело к частичному их дроблению. Извлечение кинетики по экспериментально зарегистрированным кривым р = p(t] осуществлялось с использованием уравнений состояния продуктов реакции — БКВ и Ван-дер-Ваальса (ВДВ), без учета сил притяжения (уравнение Абеля). Расчетные зависимости получены для компилятивной системы УФК с использованием метода моделирования разложения [7.69] в газодинамических условиях схемы квазитонких слоев и уравнения состояния Абеля. Параметры распределения пор (кроме По) и условие воспламенения для обоих структур, принимались для упрощения одинаковыми. Расчетные концентрации действующих ГТ получились равными 7,2 • 10121/м3 для минимально поврежденной структуры, и 8,6 • 1012 для поврежденной структуры. Удовлетворительное согласование извлеченных и рассчитанных кинетических зависимостей получается при размерах фракций ячеек ctQi и их массовом содержании Q: для минимально поврежденной структуры UQI = 290; UQ2 = 350; аоз = 370 мкм и с\ = 0,4; С2 = 0,3; сз = 0,3; для поврежденной структуры: aoi = 50; ао2 = 90; аоз = 200; ао4 = 300 мкм и GI = 0, 2; С2 = О, 3; сз = О, 3; С4 = 0, 2. (Изучение кинетики по экспериментальным данным и расчетам динамики разложения по методу [7.69] проводилось совместно с П. В. Палий).
Для оценки предполагаемого уровня разрушений широко применяют графический метод оценки разрушающей способности ударных волн с помощью диаграмм влияния давления и импульса на уровень и характер разрушения, построенных с использованием уравнения (1.9). Примером такой диаграммы является диаграмма P—i (рис. 1.10) для трех степеней разрушения кирпичных зданий: /— минимальные повреждения; 2—. значительные повреждения; 3 — частичные разрушения (50— 75% стен разрушено или находится на грани разрушения). Степень повреждения объекта увеличивается с ростом давления и импульса; при этом не обязательна конкретизация источника, от которого получена ударная волна. Диаграмма Р—i применима для оценки возможного уровня разрушения кирпичных зданий, административных построек, легких промышленных сооружений каркасной конструкции с прочностными характеристиками, приближающимися к характеристикам кирпичных зданий.
С использованием уравнения (4.9) можно вычислить диаметр частиц, которые воспламенятся при энергии зажигания Е
Значения ёр и стр характеризуют поля упругопластических деформаций и напряжений в зонах концентрации. На рис. 1.26 показано перераспределение интенсивности деформаций ер для пластины с отверстием радиусом р0 при всестороннем растяжении (плоское напряженное состояние), вычисленных по указанному выше способу с использованием уравнения (1.97) — сплошные линии и на основе упомянутого выше аналитического решения — штриховые
С использованием уравнения (1.236)
Оценка долговечности на стадии развития трещины малоциклового нагружения проводится с использованием уравнения (4.47) для скорости развития трещины. При этом в качестве исходных используются данные о значениях коэффициентов интенсивности напряжений (в упругой области), начальных размерах дефектов /0, а также данные о значениях местной разрушающей деформации ё} в вершине трещины, определяемых по уравнению (4.42). В силу сложности интегрирования уравнения (4.47) в расчетах можно использовать соответствующие значения скорости роста трещины по уравнению (4.47) для различных / и по dl / dN и / определять числа циклов Np для развития трещины от /0 до /. Если и для стадии развития трещины ввести в рассмотрение запас по долговечности nN , то тогда общее допускаемое число циклов окажется равным
На рис. 6.5 представлены рассчитанные с использованием уравнения BKW-RR и фазовой диаграммы состояния углерода [6.52] зависимости скорости детонации от начальной плотности для ВВ: ТНТ, ТГ-50/50 и ТГ-75/25 в сопоставлении с экспериментальными данными [6.4, 6.27, 6.29, 6.53]. Излом расчетных зависимостей D(PQ] в диапазоне плотностей ро = 1450... 1600 кг/м3 соответствует переходу конденсированного углерода в ПД из области термодинамической стабильности графита в область алмаза (см. рис. 6.4) и качественно согласуется с экспериментальными данными. Однако для прогнозирования результатов синтеза ультрадисперсных алмазов (УДА), какими являются алмазы, образующиеся в ПД [6.54, 6.55], помимо фазовой диаграммы состояния углерода (полученной экспериментально в статике или рассчитанной в равновесных условиях) необходимо знать кинетические закономерности образования и роста кристаллов УДА, которые на сегодняшний день еще мало изучены.
На рис. 6.8 показаны, рассчитанные в [6.26] с использованием уравнения состояния совершенного газа, зависимости скорости детонации, распространяющейся в режиме Чепмена—Жуге по аэровзвесям алюминия, углерода (угольной пыли) и гексогена, от массового содержания конденсированной фазы Мкф. Зависимость .О^д(Мкф) для газовзвеси углерода вначале идет выше, чем для аэровзвеси гексогена, и достигает максимума -О^ож который несколько смещен относительно стехиометрического состава (Мкф = 7,94%) в сторону смесей с отрицательным кислородным балансом (избыток горючего). Более низкие параметры идеальной детонации аэровзвеси частиц гексогена по сравнению с аэровзвесями горючих веществ (углерод, алюминий) при содержании конденсированной фазы до 20% объясняются меньшим значением удельного теплового эффекта химической реакции вследствие разбавления ПД азотом, содержащимся в молекуле ВВ CsHeNeOe, а также наличия избытка окислителя.
Индекс / означает, что данная величина определяется на фронте УВ. Интегрирование ведется вдоль траектории частицы, движущейся вместе с датчиком. При этом предполагается известной ударная адиабата ВВ, необходимая для вычисления Uf no pf. Для полученного поля массовых скоростей находятся градиенты (ди/дН), и, с использованием уравнения сохранения массы, определяется поле удельных объемов v:
Если время действия НИ ti больше, чем задержка возникновения звуковой поверхности tsoun(pi) вблизи поверхности инициирования (рис. 8.9а), то волна разгрузки не может изменить динамики фронта ИУВ. При ti < tp $J tsoun, волна разгрузки будет влиять на образование максимальных параметров течения за фронтом ИУВ и тем самым влиять на ее динамику. Лобановым [8.70] было проведено компьютерное моделирование инициирования детонации заряда ТГ50/50 (с использованием уравнения формальной кинетики с начальным видом 1 на рис. 8.10) ударом алюминиевых пластин различной толщины. На основании анализа течения за фронтом ИУВ им было показано, что предельное условие предотвращения влияния волн разгрузки на траекторию максимумов давления Ртах ПРИ Pi > 4 ГПа можно аппроксимировать в виде
в воздухе и кислороде, этот факт (химическая реакция дисперсного А1 во фронте ДВ) не вызывает сомнения, поскольку именно реакция А1 в ряде случаев является единственным источником энергии, обеспечивающим стационарность процесса распространения ДВ. Параметры детонации газовзвесей: экспериментальные из работы [9.142] и теоретические [9.129], рассчитанные по варианту 3 с использованием уравнения состояния идеального газа, представлены на рис. 9.43.
1) скорости детонации, вычисленные из условия аддитивного приближения (по вариантам /а и /6), гораздо лучше согласуются с экспериментальными данными, чем ^ч-ж> вычисленные из условия достижения в плоскости Чепмена-Жуге полного термодинамического равновесия (по варианту //). Невозможность точного расчета скорости детонации состава Е-25 (тэн-парафин 75/25) по термодинамическому коду [9.126] с использованием уравнения BKW и предположения о полном равновесии ПД (аналогичного варианту //) даже выдвигалась Ф. Е. Уоке-ром [9.157] в качестве одного из аргументов для критики классической теории детонации и ее термодинамической модели.
 Читайте далее:
 Исполнении напряжением
Исполнении соответствующем
Исполнительные пожаротушащие
Инфекционным заболеваниям
Исполнительно технической
Исполнителем ремонтных
Исправное состояние
Инфекционного заболевания
Исправности оборудования
Измерения активности
Исследований проведенных
Информация необходима
Исследования характера
Исследования напряжений
Исследования подтвердили
|
