CC BY
1
ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНИЧЕСКОЙ И ФИЗИКО-ТЕХНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
УДК 539.621
Б01: 10.24412/2071-6168-2024-4-481 -482
ЗАВИСИМОСТЬ ИНТЕНСИВНОСТИ ИЗНАШИВАНИЯ ОТ МИКРОТВЁРДОСТИ ПОКРЫТИЙ НА ОСНОВЕ КАРБИДА ВОЛЬФРАМА ДЛЯ АЛЮМИНИЕВЫХ БУРИЛЬНЫХ ТРУБ
В.А. Яхимович, А.Д. Бреки, Н.Е. Стариков
В статье реализована разработка и экспериментальная проверка математической модели, описывающей зависимость интенсивности изнашивания от твёрдости покрытий различного состава, нанесенных высокоскоростным газопламенным напылением на бурильные трубы из алюминиевого сплава марки Д16. Проверка реализована посредством регрессионного анализа полученных экспериментальных данных, в результате которого установлена справедливость уточнённой математической модели изнашивания, построенной с использованием усталостной теории изнашивания.
Ключевые слова: математическая модель изнашивания, бурильная труба, микротвёрдость, карбид вольфрама, износостойкое покрытие.
Затраты на трение бурильной колонны о стенки скважины энергетически определяются изгибом спиральной линии колонны, что и определяет величину ее износа [3]. В местах контактного воздействия возрастает значительное удельное давление, которое рассматривается определяющим в общей схеме силового воздействия контактирующих пар трения [3]. Интенсивность износа в открытых стволах в разы выше, чем износ в обсадных колоннах [1,2]. Кроме того, возникающий большой крутящий момент создает значительные механические нагрузки на бурильный инструмент и буровые трубы [1], приводящие к ускорению процесса изнашивания. К наиболее распространенным деталям и узлам бурового инструмента, работающих в особо сложных условиях (наличие абразивных частиц в буровой промывочной жидкости) воздействия статического и динамического характера, относятся бурильные трубы, замки к ним, а также породоразрушающий инструмент [1].
Проведено множество исследований покрытий различной природы для бурильных труб, показавших свою эффективность [4-8 и др.]. Среди большой совокупности покрытий особенно выделяются покрытия из карбида вольфрама, отличающиеся повышенной износостойкостью. Однако существующие трибологические теории мало используются в исследованиях изнашивания бурильных труб, соответственно закономерностей изнашивания покрытий на основе карбида вольфрама выявлено пока недостаточно для реализации эффективных мероприятий по управлению изнашиванием алюминиевых бурильных труб. В границах данной работы выявлена зависимость интенсивности изнашивания от микротвёрдости покрытий на основе карбида вольфрама для алюминиевых бурильных труб, посредством использования усталостной теории изнашивания профессора И.В. Крагельского.
Математическая модель. Усталостная теория изнашивания разработана И.В. Крагельским [10]. Для разработки основных соотношений теории И.В. Крагельский использовал схему, показанную на рисунке 1.
Рис. 1. Контактирование жёсткого шероховатого тела с плоской поверхностью деформируемого материала
[10]
По определению линейная интенсивность изнашивания равна:
, =
Н 1ГАа' 481
где Ук — объём материала, удалённого на пути трения Учитывая, что в трении участвует только фактическая площадь касания, И. В. Крагельский вводит понятие удельной линейной интенсивности изнашивания по аналогии с выражением (1) [9,10]:
I = (2)
йу • Ау
где йг — средний диаметр пятна касания микронеровностей (рис.1), Аг — фактическая площадь контакта (ФПК), Укг — объём материала, удалённого с площади Аг при сдвиге на путь йг (в результате одного акта взаимодействия неровностей).
При сдвиге на расстояние, равное среднему диаметру пятна, ФПК разрушается и снова восстанавливается. Поэтому на пути скольжения площадь касания воспроизводится [у/йг] раз, причём [11]:
= (3)
Связь между указанными интенсивностями изнашивания устанавливается посредством деления (1) на (2)
с учётом Аг = ¥ы/рг и Аа = /ра, и соотношения (3) получим [9,10]:
Аг _■ Ра (4)
1ц = 1ц--г- = 1ц-—,
па Рг
где рг — фактическое давление. Поскольку изнашивание имеет усталостный характер, то объём изношенного слоя за один акт взаимодействия неровностей определяется из соотношения [9,10]:
у = Ъ (5)
^г „ -
пГ
где У0 — деформируемый объём при трении, п^ —число циклов, приводящее к отделению материала. Обычно площадь фактического контакта составляет незначительную долю от контурной площади, поэтому представляет интерес только начальная часть кривой опорной поверхности, которую с достаточной степенью точности можно выразить зависимостью (рис.1) [10]:
Аг (6)
А
где ^ — относительная опорная длина профиля, Ь,у — параметры степенной аппроксимации 1-го участка опорной кривой профиля, А с — контурная площадь контакта, е — относительное сближение [10]:
к (7)
£ = ~Й-'
^тах
где к — внедрение (сближение), Ятах — максимальная высота неровностей.
Соответственно из (6) и (7) фактическая площадь контакта равна:
/ к ч17 (8)
Аг = Ас-Ь-Е * = А С-Ь• [--1 .
В случае предположения, в первом приближении, что в деформировании участвует только объём внедрившихся неровностей (рис.1) деформируемый объём равен [9]:
К К К
У„ = [ Агйк = [ Ас-Ъ- £уйк = -ф—- • [ куйк = (9)
° ) г ) с (Ктах У )
0 0 0
Аг ■ Ь ку+1 Агк
Ьр = Ь • £у ,
У V + 1 V +1'
Соответственно объём УКГ будет равен:
V = А"к (10)
^ (V + 1)пг'
а удельная линейная интенсивность изнашивания определяется из соотношения [9,10]:
= к (11) к (V + 1)йгпг.
Подставляя формулу (11) в (4) получаем уравнение для множественного контакта:
I = к Аг = к ра (12)
К (V + 1)йгпг Аа (V + 1)йгпг рг. С другой стороны известно соотношение, выражающее фактическое давление при повторных приложениях нагрузки [9]:
р, = яЛМ (13)
где Ну — микротвердость по Виккерсу, — первоначально приложенная нагрузка, ^ — повторно прилагаемая нагрузка, V — параметр степенной аппроксимации 1-го участка опорной кривой профиля. Если при первом приложении нагрузки имеет место пластическая деформация, то при повторном приложении без изменения взаимного расположения поверхностей деформация будет упругой до тех пор, пока нормальная нагрузка ^ не превысит приложенную первоначально [9].
Соответственно, в условиях функционировании пары трения при фиксированной нагрузке в формуле (13) Ищ = РМ0 и рг = Ну, при этом (12) принимает вид:
I = к Ра (14)
к (V + 1)йгпг Ну.
Заметим, что И.В. Крагельский принимал при определённых условиях приближенное равенство
Рг ~ Нв.
Материалы и методика исследования. Исследованы на изнашивание покрытия на бурильные трубы из алюминиевого сплава Д16, для нанесения которых высокоскоростным газопламенным напылением использовали различные составы, с различными свойствами [12,13,14]:
1) покрытие P1 состоит из карбида вольфрама 86,70% WC, с дополнительным содержанием 3,1% & и 10,2% Со, его микротвердость составляет 1133HV.
2) покрытие P2 состоит из приблизительно равного количества 48,35% WC твёрдостью 1208HV и связки системы 48,4% №-Сг^ твёрдостью 872HV.
3) покрытие P3 состоит из карбида вольфрама 76.58%% WC, с дополнительным содержанием 8,47% & и 13,06% Со, его микротвердость составляет 1228HV.
4) покрытие P4 состоит из 52,9% WC твёрдостью 1200HV и связки системы 47% №-Сг^ твёрдостью
870НУ.
5) покрытие P5 состоит материала системы №-Сг^ с твердостью 630HV и небольшого количества AhOз.
6) наружный слой покрытия Р6 толщиной до 30мкм состоит из WC твёрдостью 1159БУ, а внутренний слой состоит из материала системы Ni-Cr-Ni-Mo твёрдостью 554HV.
7) покрытие Р7 достаточно однородно по всем исследованным сечениям и представляет собой материал системы Fe-Cr-Ni твёрдостью 794 HV.
8) покрытие Р8 состоит из карбида вольфрама 85,35% WC, с дополнительным содержанием 4,18% Сг и 10,24% Со, его микротвердость составляет 1293HV.
Для исследований использован специально разработанный стенд модели БМТ-1 для испытаний на трение и износ бурильных труб. Стенд БМТ-1 оборудован тремя двигателями, которые позволяют одновременно: вращать вал с испытуемым телом (ИТ) с частотой вращения до 150 об/мин; вращать контртело (КТ) посредством зубчатой шестерни и цепной передачи с частотой вращения до 50 об/мин; перемещать ИТ относительно КТ со скоростью до 5 м/час. ИТ прижимается к КТ при помощи специального устройства с усилием до 300 кгс. Вместимость бака для промывочной жидкости - 250 литров. Жидкость подается в место контакта ИТ с КТ при помощи насоса, затем самотеком возвращается в бак [12-14]. Схема стенда БМТ-1 приведена на рисунке 2.
Контроль замеряемых параметров (момент трения, усилие прижатия и скорость вращения вала), а также управление двигателями, обеспечивающими три вида движения (вращение и продольное перемещение образца, вращение КТ) пультом управления. Данные поступающие с датчиков обрабатываются при помощи программного обеспечения Dacell TMS Ver 1.1 и сохраняются в файлах в виде таблиц и графиков.
Испытания на износ проводятся в следующей последовательности шагов [12-14]:
• Проводятся геометрические замеры ИТ. Схема замеров приведена на рис. 3;
• ИТ закрепляется на валу стенда между двух сжимающихся конусов;
• вал с ИТ заводится в КТ и закрепляется между центрами;
• ИТ и КТ доводятся до соприкосновения при помощи прижимного устройства;
• в место контакта ИТ и КТ подается вода;
• обнуляются датчики момента трения и усилия прижатия;
• ИТ прижимается к КТ с требуемой нагрузкой.
• запускаются все двигатели, тем самым осуществляется 3 вида движений: вращение ИТ, передвижение ИТ вдоль оси вала (туда-обратно), вращение КТ (КТ и ИТ вращаются в разных направлениях).
50
Рис. 3. Схема замера диаметров
Входные параметры испытаний на износ приведены для образцов с наружным диаметром 146 мм [12-14]:
• Усилие прижима ИТ к КТ - 100 кгс (1000Н);
• скорость вращения ИТ- 100 об/мин (0,76м/с);
• скорость перемещения ИТ вдоль оси вала - 3 м/час;
• скорость вращения КТ - 0,1 об/мин;
• время испытания 480 мин;
• промывочная жидкость - вода.
Испытания образцов с покрытием проводились в контакте с контртелом (КТ), изготовленном из обсадной трубы из стали P110 API 5CT твёрдостью 193HB (194HV) [12-14]. Для каждого типа покрытия использовалось отдельное КТ.
На основании априорной информации, диаграммы рассеяния и опыта предыдущих исследований, формировали уравнение регрессии Y по X [15]. Параметры выбранного уравнения находили, применяя метод наименьших квадратов. На основании экспериментальных данных изображали диаграмму рассеяния и на ней строили график уравнения регрессии Y по X.
Для оценки тесноты связи в нелинейной регрессионной модели вычисляли индекс корреляции по формуле [15, 16]:
Ryx —
1 -
zZiyt-yxi)2
(15)
л/
где ЯуХ — индекс корреляции, ух1 — теоретическое значение результирующего признака у (рассчитанное по уравнению регрессии), уь — значение результирующего признака у, у — среднее арифметическое, Щх — коэффициент детерминации.
Для расчёта Лух составляли специальную вспомогательную таблицу. Оценивали значимость уравнения регрессии У по X. Полученное уравнение регрессии значимо на уровне а, если фактически наблюдаемое значение статистики [16]:
F —
1 ехр
Ryx 1 — Ryx
-1
тх
' > Ра;кг;к2 •
(16)
где тх — число параметров при переменной х. Фактическое значение Е-критерия Рехр сравнивали с табличным при уровне значимости а = 0,05 и числе степеней свободы к1 = тх и к2 = пр — тх — 1.
Результаты и их обсуждение. На основе полученных экспериментальных результатов реализовали выявление закономерности изменения интенсивности изнашивания в зависимости от микротвёрдости исследуемых покрытий. Данные для проведения регрессионного анализа приведены в сводной таблице 1. Для покрытий Р2, Р4 и Р6 грубо взяли средние значения микротвёрдости.
Далее, на основании априорной информации, диаграммы рассеяния, опыта предыдущих исследований, сформировали уравнение регрессии 1к по Ну (преобразованное уравнение (14)):
кн¥ (17)
¡1гНу = ' ы ■ Пу
Параметр выбранного уравнения (17) кНу находили, применяя метод наименьших квадратов:
_ 3,2 • 10-6
!нну = „ .
По данным таблицы 1 изображали диаграмму рассеяния и на ней строили график уравнения регрессии 1К по Ну (рис.4).
Данные для регрессионного анализа
Таблица 1
пр i Покрытие 1hl/10-9 HVi
1 P1 3,12 1133
2 P2 3,29 1040
3 P3 2,62 1228
4 P4 5,71 1035
5 P5 4,34 630
6 P6 4,92 856,5
7 P7 5,45 794
8 P8 2,45 1293
9 Д16 15,8 160
4 --
3 -
1 -
I
h\Hv —
\
\ _
\ (v+lX-n^
3,2 ■ 10"
Hv
h Ра
= 3,2- 10"
\
вхр
> F
0.03:1:7
-+-
-+-
-+-
-+-
Ну
—h»-
300 600 900 1200 1500 Рис. 4. Зависимость I ¡1Н{/ от Ну
Для расчёта ¡^¡^у и Е-критерия составляли специальную вспомогательную таблицу (табл.2).
Таблица для расчёта RihH„ и F-критерия
Таблица 2
Покрытие Hvi h 1 hHvi (h - Inf Ohl - lhHvi)
P1 1133 3,12E-09 2,82436E-09 4,73E-18 8,99E-20
P2 1040 3,29E-09 3,07692E-09 4,02E-18 4,74E-20
P3 856,5 4,92E-09 3,73614E-09 1,42E-19 1,41E-18
P4 794 5,45E-09 4,03023E-09 2,35E-20 2,03E-18
P5 1293 2,45E-09 2,47486E-09 8,13E-18 6,73E-22
P6 1228 2,62E-09 2,60586E-09 7,17E-18 2,53E-22
P7 1035 5,71E-09 3,09179E-09 1,7E-19 6,87E-18
P8 630 4,34E-09 5,07937E-09 9,17E-19 5,43E-19
Д16 160 1,58E-08 0,00000002 1,1E-16 1,78E-17
Среднее 5,3E-09
Сумма 1,35E-16 2,88E-17
Индекс корреляции между lh и Hv вычисляли по формуле (15):
= Ii -
IhHyi)
Жъ-Q2
= 0,887.
Значимость уравнения регрессии (18) проверяли с помощью критерия Фишера по формуле (16):
0,88Т2 9 — 1 — 1
Fexp i - 08872
= 25,84.
Фактическое значение F-критерия Fexp сравнивали с табличным при уровне значимости а = 0,05 и числе степеней свободы = 1 и к2 = 7. Табличное значение равно Fq^^i^ = 5,59. Поскольку Fexp > F0ß5;1.7 то на уровне значимости 0,05 признаётся статистическая значимость уравнения регрессии в целом. Коэффициент детерминации RfhHv = 0,787 показывает, что вариация интенсивности изнашивания на 78,7% обусловлена регрессией или изменчивостью микротвёрдости покрытий. Соответственно вариация интенсивности изнашивания на 21,3% обусловлена воздействием неучтённых в модели переменных, к которым относятся пористость покрытий, состав, толщина, воздействие водорода [17] и другие.
Из сравнения уравнений (18) и (17) следует, что кНу = 13,4, а предельное значение интенсивности изнашивания при стремлении микротвёрдости к бесконечности (абсолютно твёрдое тело):
(3,2 • 10-6\ к .Ilm = lim I---I = 0.
Ну
Вместе с тем, из сравнения уравнений (18) и (14) следует, что имеет место равенство:
h^Pa 6 (19) --= 3,2 • 10-6. ^ ;
(V + 1)drnf
Можно предположить, что начиная с некоторого значения микротвёрдости, средний диаметр пятна касания микронеровностей, глубина их внедрения в контр тело и параметр степенной аппроксимации 1-го участка опорной кривой профиля остаются почти неизменными. Соответственно условное постоянство левой части равенства (19) связано с постоянством отношения номинального давления к числу циклов, приводящему к отделению материала.
Заключение. Таким образом, проведённое экспериментальное исследование подтверждает справедливость уточнённого в данной работе уравнения И.В. Крагельского (14) для описания зависимости линейной интенсивности изнашивания от микротвёрдости поверхности трения.
Работа выполнена при поддержке гранта Российского научного фонда по приоритетному направлению деятельности Российского научного фонда «Проведение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований отдельными научными группами» научного проекта: "Применение цифрового моделирования и больших данных для повышения эффективности механической обработки титановых лопаток паровых турбин и их эксплуатации в условиях каплеударной эрозии № 22-19-00178.
Список литературы
1. Анализ особенностей износа бурильных труб в современных условиях и исследование причин их износа / В. Г. Голубев, М. К. Жантасов, А. К. Орынбасаров, М. Абдиров // Научные труды ЮКГУ им. М. Ауэзова. 2017. № 1(40). С. 11-15.
2. Лачинян Л.А. Работа бурильной колонны. М.: Недра, 1992. 212с.
3. Бадриев Н.И. Определение степени износа бурильных труб / Н. И. Бадриев, Р. И. Сулейманов // Материалы 49-й Всероссийской научно-технической конференции молодых ученых, аспирантов и студентов с международным участием, посвященной 90-летию Башкирской нефти, Октябрьский, 22-23 апреля 2022 года. Октябрьский: Филиал ФГБОУ ВПО "Уфимский государственный нефтяной технический университет" в г. Октябрьском, 2022. С. 779-785.
4. Сологубов А.Н. Использование внутреннего антикоррозионного покрытия на бурильных, насосно-компрессорных трубах и промысловых трубопроводах // Нефть. Газ. Новации. 2011. № 12(155). С. 80-82.
5. Вахрушев А.В. Новое внутреннее пластиковое покрытие бурильных труб от "Валлурек" // Бурение и нефть. 2016. № 9. С. 64-67.
6. Швецов М.В. Бурильным трубам - внутреннее покрытие! / М. В. Швецов, И. Ф. Калачев, Е. В. Ульянов // Бурение и нефть. 2013. № 6. С. 68-69.
7. Фатхутдинова Р.М. Бурильные трубы с износостойким полимерным покрытием / Р. М. Фатхутдинова, Е. А. Лихачева // Достижения, проблемы и перспективы развития нефтегазовой отрасли: Материалы Международной научно-практической конференции, Альметьевск. Альметьевск: Альметьевский государственный нефтяной институт, 2018. С. 285-286.
8. Оценка твердого покрытия и технологического процесса его нанесения на замковые соединения бурильных труб / С. Б. Григорьев, Л. А. Ефименко, В. Г. Сальников [и др.] // Химическое и нефтегазовое машиностроение. 2012. № 10. С. 45-47.
9. Трение, изнашивание и смазка [Текст]: Справочник: В 2 кн. / В. В. Алисин, А. Я. Алябьев, А. М. Архаров и др.; Под ред. д-ра техн. наук, проф. И. В. Крагельского и канд. техн. наук В. В. Алисина. Москва: Машиностроение, 1978. Кн. 1. 400 с.
10. Крагельский И.В. Трение и износ. 2-е изд., доп. и перераб. Москва: Машиностроение, 1968. 480 с.
1 1. Беркович И.И. Трибология. Физические основы, механика и технические приложения: Учебник для вузов / И.И. Беркович, Д.Г. Громаковский; Под ред. Д.Г. Громаковского; Самар. гос. техн. ун-т. Самара, 2000. 268 с.
12. Shvetsov O.V. Operational properties of drill pipes made of coated aluminum alloy 2024 / O. V. Shvetsov, S. Y. Kondrat'ev, V. A. Yakhimovich, M. K. Kurakin // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, Yalta, Crimea, 25-29 мая 2020 года. Yalta, Crimea, 2020. P. 012021.
13. Shemyakinskiy B. Tribotechnic and structure characteristics evaluation for light-alloy drill pipe coatings / B. Shemyakinskiy, V. Yakhimovich, A. Lamonov, O. Shvetsov // Materials Today: Proceedings : 2019 International Scientific Conference on Materials Science: Composites, Alloys and Materials Chemistry, MS-CAMC 2019, Saint Petersburg, 20-21 ноября 2019 года. Vol. 30, Part 3. Saint Petersburg: Elsevier Ltd, 2020. P. 578-582.
14. Швецов О.В. Влияние защитных покрытий на работоспособность алюминиевых сплавов в условиях нефтедобычи / О. В. Швецов, С. Ю. Кондратьев, Б. А. Шемякинский // Заготовительные производства в машиностроении. 2020. Т. 18, № 7. С. 319-327.
15. Кремер Н. Ш. Теория вероятностей и математическая статистика: учебник для студентов вузов, обу-чаюшцхся по экономическим специальностям. 3-е изд., перераб. и доп. М.: ЮНИТИ-ДАНА, 2007. 551 с.
16. Чалганова А.А. Построение нелинейных моделей парной регрессии с использованием табличного процессора Excel. Учебное пособие по дисциплине «Эконометрика». Санкт-Петербург: РГГМУ, 2022. 90 с.
17. Technological Support for Evaluation of Hydrogen Compatibility of Materials in Laboratory Conditions / A. S. Tsvetkov, N. O. Shaposhnikov, V. A. Yakhimovich [et al.] // Key Engineering Materials. 2023. Vol. 943. P. 85-89.
Яхимович Валерий Александрович, ведущий инженер научно-исследовательского и образовательного центра «Везерфорд-Политехник», [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого,
Бреки Александр Джалюльевич, д-р техн. наук, профессор МНОЦ «BaltTribo-Potytechnic», ведущий научный сотрудник лаборатории трения и износа, [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого, Институт проблем машиноведения РАН,
Стариков Николай Евгеньевич, д-р техн. наук, профессор, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет
DEPENDENCE OF THE WEAR INTENSITY ON THE MICROHARDNESS OF TUNGSTEN CARBIDE COATINGS FOR
ALUMINUM DRILL PIPES
V.A. Yakhimovich, A.D. Breki, N.E. Starikov
The article implements the development and experimental verification of a mathematical model describing the dependence of the wear intensity on the hardness of coatings of various compositions applied by high-speed flame spraying on drill pipes made of aluminum alloy grade D16. The verification is implemented through a regression analysis of the experimental data obtained, as a result of which the validity of the refined mathematical model of wear, built using the fatigue theory of wear, is established.
Key words: mathematical model of wear, drill pipe, microhardness, tungsten carbide, wear-resistant coating.
Yakhimovich Valery Aleksandrovich, leading engineer of the research and educational center "Weatherford-Polytechnic", [email protected]. Russia, St. Petersburg, Peter the Great St. Petersburg Polytechnic University,
Breki Alexander Dzhalyulevich, doctor of technical sciences, professor of the BaltTribo-Polytechnic Research Center, leading researcher at the Friction and Wear Laboratory, albreki@yandex. ru, Russia, St. Petersburg, Peter the Great St. Petersburg Polytechnic University, Institute ofProblems ofMachine Science of the Russian Academy of Sciences,
Starikov Nikolay Evgenievich, doctor of technical sciences, professor, starikov_taii@mail. ru, Russia, Tula, Tula State University
УДК 623.4
DOI: 10.24412/2071-6168-2024-4-487-488
АНАЛИЗ БАЛЛИСТИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ПУЛИ НА СЛОИСТЫЙ ИСПЫТАТЕЛЬНЫЙ ОБРАЗЕЦ
А.А. Громов, М.С. Воротилин, А.Н. Павлюченко, Ю.В. Чебурков, А.С. Ишков
Анализ удара объекта об испытуемый образец является важным аспектом проектирования, связанным с ударной вязкостью материала. На основе обзора были проанализированы различные параметры, влияющие на баллистическое воздействие. Было обнаружено, что параметрами, оказывающими основное влияние на удар, являются угол, толщина и параметры композитного материала. Удар пули о слоистый испытуемый образец был проведен экспериментально и смоделирован с использованием подхода метода конечных элементов.
Ключевые слова: динамический анализ, скорость, пуля, испытательный образец, напряжение.
Воздействие пули на образец может быть проанализировано экспериментальными, имитационными и численными методами. Подход с явной динамикой попадания пули в цель может быть средством моделирования и анализа влияния различных параметров, таких как угол наклона, толщина пластины, расстояние между пластинами и т.д. И может помочь в эффективном проектировании компонентов, таких как бронежилеты, пуленепробиваемые щиты и т.д.
Влияние угла наклона пластины на баллистическую стойкость и поражаемость поражаемых целей пулями с деформацией наконечника обсуждалось было замечено, что при изменении угла режимы локального разрушения мишени также демонстрируют переходный период. Было показано, что явное численное моделирование на основе Ansys позволяет эффективно предсказывать поведение цели при связанной с ней деформации пули. Горячекатаные листы конструкционной стали были исследованы на предмет их баллистической стойкости при ударе. Монолитные и многослойные пластины в закаленном состоянии и в исходном состоянии подвергались ударам бронебойных пуль калибра 7,62 мм. Баллистические испытания показали, что монолитные пластины, закаленные в корпусе, обладают превосходной прочностью, в то время как сопротивление перфорации пластин увеличилось на 20% за счет упрочнения корпуса [1].
Монолитные и многослойные пластины из мягкой стали, которые находились в контакте и на расстоянии друг от друга, были проанализированы на влияние угла наклона на их баллистические характеристики, основанные на косом и нормальном ударе. Численное моделирование, основанное на использовании метода конечных элементов, было подтверждено экспериментальными результатами. Было использовано численное моделирование, основанное на модели материала для упруго-вязко пластичных материалов Джонсона Кука, откалиброванной для мягкой стали. С увеличением угла наклона в изученных конфигурациях наблюдались отличные баллистические характеристики. Изменение расстояния сокращает длину пули и, как видно, оказывает большое влияние при нормальных условиях поражения. Баллистические характеристики пластин каждой конфигурации были количественно определены с точки зрения процесса проникновения, предельной баллистической скорости и остаточной деформации. Среди всех панелей монолитные панели из высокопрочной стали показали наилучшие баллистические характеристики [2].
Численно и экспериментально исследовано нормальное воздействие конических вольфрамовых пуль на целевые плоские пластины из карбида кремния при углах половины вершины 5-15° и 5° с последующим сравнением с цилиндрическими пулями. Разрушение при испытании на удар происходит при скорости перехода, значительно меньшей для конических пуль по сравнению с цилиндрическими. Видно, что начальное проникновение конических пуль заметно отличается от того, которое наблюдается для цилиндрических пуль со скоростью выше переходной. Проанализированы удары пуль под разными углами падения при различной толщине пластин мишени.
487
