Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
Введение
4 октября 1957 г. советская ракета вывела на орбиту первый в мире искусственный спутник Земли. Летательный аппарат, предназначенный для выведения в космос различных грузов (искусственных спутников Земли 一 ИСЗ, орбитальных станций и др.), получил название ракета-носитель (РН). На базе РН “Спутник" были созданы трехступенчатые РН “Восток” и “Союз”，с помощью которых уже более четверти века осуществляется запуск практически всех пилотируемых космических кораблей “Восток”， “Восход”， "Союз”， а также ряда искусственных спутников Земли.
С 1965 г. успешно эксплуатируется РН "Протон”，обеспечивающая выведение на околоземную орбиту полезных грузов массой до 20 т.
Одним из крупнейших достижений ракетно-космической техники явилось создание универсальной ракетно-космической системы "Энер- гия*\ способной поднять на орбиту около 100 т полезного груза.
Рост грузоподъемности РН достигается благодаря повышению эффективности двигательных установок, их мощности и совершенствованию конструкции РН в целом.
Конструкция РН за истекшие годы претерпела ряд существенных ко- личеств^ных и качественных изменений. В пе(жую очередь это относится к более рациональному выбору компоновочных и конструктивно-силовых схем как основных отсжов, так и аппарата в целом, позволякхцшу максимально использовать механические свойства конструкционных материалов, гцжменять преимущественно сварные и по возможности монолитные конструкции. Большое качение для увеличения массовой отдачи имеет также переход к более эффективным конструкционным материалам, приходящим на смену традиционным алюминиевым сплавам АМгб, Д16 и др. Это новые алюминиевые, титановые, магне- вые, бертлиевые сплавы, стали и другие материалы. Последние годы характдхщ широким внедрением в ракетно-космическую технику компо- зициодных материалов. Их использование является эффективным сред- стажл достижения поставленной цели по выполнению заданных тактико-
технических требований. Кроме того, применение композишюнных ма- терталш в перспективе может быть и экономически целесообразным.
Параллельно с ра^）аботкой ношх конструктивных решений интенсивно разевается и методология проектно-конструкт（ч）ских работ, котфая характеризуется в настоящее 叩емя широким внедрением в практику конструктс^юких организаций вычислигелыюй техники. Современные ЭВМ позволяют наряду с увеличением производительности работ более детально моделировать различные процессы жиленного цикла РН, заменяя математическим моделирсжанием д^югостояшие стевдовые испытания.
Г л а в a 1
МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
ОБЩИЕ ПОНЯТИЯ
О КОНСТРУИРОВАНИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
Конструкция - это совокупность взаимосвязанных элементов, ха- рактеризуквдаяся определенным комплексом свиста, таких, как структура (состав), характер связей между элементам, способы образования и свойства (геометрические размеры, мат^жал) элементов.
Поиск наилучшего конструктивного реш«{ия - это выбор такой конструкции» которая обеспечивает решение поставленной задачи (выполнение функционального назначения) в некот(ч)ых конкретных условиях при минимальных затратах ресурсов (материальных, стоимостных, энергетических) с учетом ограничений производственного, технологического и эксплуатационного характера.
Силовой основой ракеты-носителя является ее корпус, котс^ый объединяет в единое целое отсеки и агрегаты, входящие в ее состав и различающиеся по функциональному (хвостовой, топливный отсек и т.д.) и ксжструктивно-технологическому примакам. В общем случае на кфпус действуют статические и динамические, сосредоточенные и распределенные нагрузки, определяемые параметрами двигательной установки, аэродинамической схемой ракеты-носителя и условиями полета. Нагружи же, действующие на отдельно взятый отсек или агрегат и влияющие на выбор конструктивного решения, зависят не только от схемы нагружения кфпуса в целом, но и от характера связей отсеков между собой или, другими словами, компсмювочной схемы.
Таким образом, гкмюк конструктивного ранения для каждого отсека выполняется при задании ксжшожжочно-силовой схемы аппарата, носит итерационный характер и имеет ксжечной целью обеспечение минимальной массы кзютрукнии корпуса в целом (рис.1.1).
Именно наиболее полный и комплжсный учет требований - основная трудность проектирования и одновременно предпосылка получения надежного конструктивного решения.
Исходными данными, какими располагает к(жструкт(ч), приступая к разработке конструкций отсека, являются：
компоновочная схема ЛА;
основные расчетные случаи (значения эксплуатаиишных нагрузок, коэффиииоггов безопасности);
располагаемые ксжструкщюнные материалы (их свойства);
Рис. 1.1. Схема поиска конструктивного решения
особенности конструктивна) исполнения, обуслсжленные эксплуатацией отсека (размеры и места расположения лючков, места установки аэродинамических устройств и приборов, ограничения по строительной высоте сшквото набора или суммарюй толщине тоиюизоляции и т.д.);
производственные ограничения (или ра«»4ендаиии) по используемым полуфабрикатам и заготовкам (толщины лисп», сфгамент профилей и Т.Д.);
технологаческие условия, определяющие качество изготсжления.
При рэзрабсугке котструкнии отсека или отделыюго узла легатель- нт» аппарата необходимо в пе^жую очередь обеспечивать работоспособность каждого элемента. Условия работоспособности зависят от использу^ых критериев при оденке прочности и жесткости конструкции.
В ракетно-космической технике принят метод расчета по разрушающим (преаелыщм) нагрузкам. Это означает, что параметры элементов конструкции выбирают таким образом, чтобы она разрушалась при некотсфой нормированной нагрузке - расчетной нагрузке:
№ = м， (1.1)
где / - коэф^жниент безотасности, равный 1,3...1,6; /V® - эксплуа- тациошая нагружа.
Проекпфование конструкции ба^руется на расчетах на прочность, т.е. оаювные геометрические размеры и соотнопения выбираются из услсжй прочности или жесткости. Однако прежде чем такие соотноше- 6
Рис. 1.2. Варианты схем передачи нагрузок
ния записать, конструкция (отсас, отдельный его элемент) должна быть некоторым образом схематизирована. Для этого ьгеобходимо определить основные силовые элементы и их функщкжалыюе назначение. Например, предполагая, что демпфирующая перегородка в топливдом баке предназначена лишь для демпфирования колебаний жидкости, получаем одно решение котструкции; предполагая, что через демпфи- рувдую перегородку передаются усилия на кортус бака, гюлучаем иное конструктивное решение (рис. 1.2, а, б).
Затем ьгеобходимо формализовать взаимосвязи силовых элементов и граничные условия (заделку) этих элементов. Характер заделки (защемление, шарнир) играет большую роль при расчете элементе» на сжатие, влияя как на распределение нагрузок по длине элемогга, так и его устойчивость.
Отмененные положения определяют так называемую расчетную схему конструкции. Эта схема может быть сложнее или проще, но в любом случае от обоснованности допущений и предположений зависят точность расчете» и достоверность наших представлений о поведении к(мструкции в реальных условиях. Выбор расчетной схемы определяется многими факторами. Это тре&жания по массе и габаритным размерам. ”весомость” проектируемой конструкции в ряду других, погрешность значений нагрузок и т.д.
Обеспечение прочности конструкции является необходимым условием ее работоспособности, но недостаточным. Под действием внаиних нагрузок конструкция деформируется (удлиняется, изгибается, закручивается и т.д.), и эти дё^юрмации играют большую роль при расчете Движения РН относительно центра масс и при отделении отработавших
a
Ряс. 13 Деформация корпуса ракеты - носителя: О — общая схема; 6 — КА под обтекателем
ракетных блоков, при расчете динамических нагрузок, оценке эффективности исполнительных органов системы управления и т.д.
Так, в результате дефороиии корпуса ракеты-носителя происходят изгиб продольной оси (рис. 1.3, о), линейные и углошле смещения отсеков и агрегатов относительно друг друга. Подобно консольно заде- ланн(或 балке деформируется и космический аппарат, устанавливаемый под обтекателем (см. рис. 1.3, б). Если в первом пртмере жесткость корпуса РН влияет на изменения характеристик системы управления ступени, то во втс^юм случае в зависимости от жесткости КА будут изменяться зазоры между элементами конструкции и корпусом обтекателя. Как в первом, так и во вт^х)м случаях конструктор имеет возможность и о&ван обеспечить требуемый уровень жесткости конструк- иий. исходя из комплекса требовании прочьюстного, динамического или иного характера.
Жесткость Кортуса ракеты-носителя в целом определяется жесткостью отдельных отсеков и связей отсжов между собой.
Жесткость отсео кортуса (деформация под действиаи внешней нагрузки) можно рассчитать, рассматривая корпус как бажу и примедяя крестные ф^»<улы курса “Сопротивление материалов**.
Для цилиндрического отсека длиной I, выполненното в виде тонкостенной оболочки, можно записать следующие соотншюния для деформаций (рис.1.4)：
растяжение
&N Н翳，"⑵
где EF — жесткость на растяжение - сжатие；
сдвиг
△q =患，"，3)
где GF - жесткость на сдвиг；
и^иб
9 =欝"，(1.4)
где EJ - изги&1ая жесткость;
Рис. 1.4. Деформация отсека под действием внешних нагрузокРис. 1.4. Деформация отсека под действием внешних нагрузокВид AВид AСхема Верхнего узла связиСхема Верхнего узла связиСхема нижнего дзаа сдязиСхема нижнего дзаа сдязиРис. 1.5. Схема связей центрального и одного нз боковых разгонных блоковРис. 1.5. Схема связей центрального и одного нз боковых разгонных блоков
Рис. 1.4. Деформация отсека под действием внешних нагрузок
Рис. 1.4. Деформация отсека под действием внешних нагрузок
Вид A
Вид A
Схема Верхнего узла связи
Схема Верхнего узла связи
Схема нижнего дзаа сдязи
Схема нижнего дзаа сдязи
Рис. 1.5. Схема связей центрального и одного нз боковых разгонных блоков
Рис. 1.5. Схема связей центрального и одного нз боковых разгонных блоков
кручение
М /
в =(1.5)
GJP
где GJ — жесткость на кручение.
Поскольку кфпус отсека может быть ылполнен в виде подкреплю ной конструкции, то при расчете EF и £/ следует использовать приведенную толщину обшивки.
Для конического отсека с болыиим углом конусности 纥〉及… 20°) и ферменного отсоса соотнсмпения, связываквдие нагружи с деформациями, имаот более сложный вид.
Жесткость связей отсеков между собой определяется конструктивным исполнением соединений отдельных отсеков в единую кдаструкцию. При ноюльзовании в соединении плоских стыков жесткость соединения зависит от параметров крепежных элементов, устанавливаемых в плоскости стыка. Более сложная схеиа связи показана на рис. 1.5.
ТРЕБОВАНИЯ. ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К КОНСТРУКЦИИ
Особенность конструктивного решения отсео при заданных усло- вдях нагружашя определяется к(ж«плексом требований, учет которых представляет основную трудность конструирования. К разрабатываемой конструкции предъявляются следующие требования： минимальная масса.
высокая технологичность, аэродинамические и эксплуатационные тре- бдаания. выожая надежность, минимальная стоимсють и др.
Минимальная масса конструкции аппарата в целш или отдельна) его эл^едта является одним из основдых требований. Она может быть обеспечена рациональным выбором компоновочной и конструктивно-силовой схем. При выборе схтл передачи нагрузок необходимо» чтобы передача нагрузок происходила по наикратчайшему пути с вовлеч^иак в работу наимедьшего числа сижжых элементов. При подаче нагрузок не должны возникать дополнительные силы и моменты. В частности, на рис.1.2, в показано, что растяжение элементов, соединенных ыйхлестку, приводит к появлению в месте соединения дополнительно к растягивакмцему усилию изгибающего момента М = №•
Нагружение элементов должно соответствовать наилучшим условиям их работы. Из рис. 1.2, г видно, что сферическая оболочка равншерно нагружена по окружности радиуса г касательной 屮 и радиальной q「составляющая силы q. По отнапению к силе q「оболочка характеризуется низкой несущей способностью. Поэтому желательно, чтобы передача нагрузки от цилиндрического отсека к сферическому происходила под углом 外 близким к 90° .
Схема передачи нагрузок должна четко определять условия работы каждого элаютга (быть наиболее простой). В силовой схеме, приведенной на рис. 1.2, а, подача инердаоннад нагрузки / на корпус 3 однозначно осуществляется через оболочку торового бака 2. При наличии дсиюлнительной связи между торошлад баками 2 H 4 (см. рис. 1.2, б) в виде соединительных балок 5 передача нагрузки на корпус 3 происходит как через корпус бака 2, так и через корпус бака 4. Причем распределение нагрузок между этими баками зависит от жесткости каждого бака.
Минимум массы конструкции обеспечивается выбором материалов для каждого эл^етга в зависимости от схоиы нагружения и характера напряженното состояния элемента ксмклрукиии, а также эффективным использованием материала в сечении элемента. Если конструктивный элемент работает на растяжение, то напряжение в сечтш распределено равномерю и фо卩иа сечения выбирается из соображения технологичности. Но если этот элемент подв^>гается изгибу (рис. 1.6), то напряжение по сечению распределяется неравномерто, а следовательно, Пфиферийная часть оказывается более нагруженной, чем центральная. Поэтому сечение в кще двутавра, где большая часть сечения расположена на удалении от нейтралык^ оси, будет более рацио- налы^ым* чем, напримф, круглое или прямоугольное сечение.
Рнс. 1.6. Варианты конструктнвного решения поперечного сечения силового элемента
Рнс. 17 Конструктивные элементы подкрепленной оболочки： / 一 обшивка; 2 — стенка стрингера: 3 — полка стрингера
Примером рационального использования материала в сечении koict- руктивного элемента может служить замой гладкой оболочки на многослойную. Устойчивость элемента оболочки в виде длинной полоски определяется величиной момента инерции сечения J^ - ЬЬ /12 (см. рис. 1.6). Если оболочку разбить >ia две (каждая толщиной 6/2), а между ними установить наполнитель (соты, пенопласт), механически связывающий их между собой, то мом&гг инерции сечения такой конструкции
з^ачителыю возрастает без заметного увеличения массы.
Минимальная масса конструкиям обеспечивается равнопрочностью элементов конструкции. Смысл данного щмшципа конструирования поясним на примере сжатой панели (рис. 1.7). Каждый элемент конструкции характеризуется своими геометрическими размерами и различным характером заделки (крепления), а следовательно, различной несущей способностао. Коютрукция будет равнотрочной, если разрушение всех элементов произойдет одновременно.
Технологичность конструкции (ТК) - это совсжупность ее свойств, которые проявляются в реализации оптимальных затрат труда, средств, материалов и времЕИ при технической подготовке производства, изготовлении, эксплуатации и ремонте ракеты- носителя.
Технологичность конструкции имеет несколько аспекте», которые характеризуют различные этапы работы, а именно：
производства1ная технолотичность, определяемая условиями изготовлошя;
эксплуатационная технолотичность, определяемая условиями хранения, транепфгировки, ылюлнения технического обслуживания в процессе подготежки РН к пуску, а также восстановительными работами в процессе эксплуатации носителей многоразового использования.
Технолетичность конструкции проявляется через ее раиисжалыюсть и пртлственность.
Технологическая рашюнальность - это совокупность тех сжойств изделия, котефые характеризуют конструкцию в плане соответствия принятых конструктивных решений условиям производства, эксплуатации и рстогга. Она определяется выбора состава ксмютруктивных элементов и материалов, методов получения элементов и их соединения и т.д. Изделие может рассматриваться как технологически рациональное применительно к конкретным условиям производства, изготовления, обслуживания и ремонта. С изменением этих условий меняется и сод^жание технологической рациональности.
Повышению технологической рацизольности конструкции способствуют:
членение изделия на отсеки, агрегаты, панели;
использсжание простых форм элементов；
ограничение номенклатуры составных частей, конструктивных эламитов и мат^)иалов;
применение в разрабатываемых конструкциях освоенных в производстве конструктивдых решений, соответствукмиих современным требованиям;
использсжание конструктивных решений, позволяющих упростить доступ к составным частям, их устансвку и съем；
использсжание конструктивных решений, обеспечивающих возможность транспч)тировки изделия в софанном ваде или в ваде законченных составных частей, и ряд других мероприятий.
Поскольку условия производства и эксплуатации изменяются со временем, то технологическая рациональность ксмютрукции рассматривается применительно к кокретным условиям и имеет относительный, а не абсолютный характ^).
Преемственность ксжструкции представляет собой сов(жупность таких свойств изделия, которые выражают технологичность его конструкции с точки зрения повтсфяемости и изменяемости принятых в ней инженерных решений. Она характеризуется уровне использшания унифицирежанных и стандартных составных
частей изделия и конструктивных элементов деталей (резьб, креплений, проточек, отверстий и т.д.); повторяемостью составных частей изделий, ксжструктивдых элементов деталей, мат^)иалов и т.д.
Аэродинамические требования заключаются в обеспечении соответствия внешних обводов отсосов РН теоретическому контуру с целью получения требуемых аэродинамических характеристик, в ограничении зазоров, щелей по плоскостям стыка отсеков или элементов конструкции, а также различных выступающих за обводы конструктивных элементов, поскольку это Может привести к появлеио локальных силсжых и тепловых на- груз(ж.
Эксплуатационные требования заключаются в обеспечении сохранности аппарата и его составных часта! при трансгкргировке и хранении, а также безопасности, удобстве и нетрудоемкости обслуживания. Эти требования реализуются:
в наличии устройств (оюрных поверхностей и опор) для транспортировки и переноса как в штатных, так и в аварийных ситуациях；
надежном антикоррозионном псмдлггии, не требующем постоянного контроля за его состоянием, и использовании кфрозионно-стойких материалов;
обеспечении работоспособности отсосов в условиях воздействия пыли, тумана, дождя, солнечной радиаияи;
сохранении работоспособности внешних теплозащитных и тотю- ИЗОЛЯЦИСИНЫХ покрытий;
минималыюм количестве узлов конструкции, требующих регулировки и настройки;
наличие люков и эксплуатационных разъемов с минимальным числом крепежных элементов (и обеспечивающих пьмевлагонепроницаемость);
обеспечении контроля параметров и состояния среды во всех отсеках РН.
Требования надежности. Надежность конструкции - это свойство конструкции выполнять заданные функции, сохраняя во времени значения установленных эксплуатационных показателей в заданных пределах, соответствующих заданным режимам и условиям использования, технического обслуживания, ремонта, хранения и транспортировки.
Высокая надежность обеспечивается:
конструктивно-силов(м сх^юй отсо<а, выбегом компоновочной схемы аппарата в целш;
выбором коэффициентов безоттасности;
зкегю卩《м&ггально甘(стащовой и летной) обработкой.
КОМПОНОВОЧНЫЕ И КОНСГРУКТИВНО<ИЛОВЬ1Е СХЕМЫ
Компоновочные схемы ракет-носителей
В составе РН можно условно выделить головную часть (головной обтжатель и полезный груз в ваде искусственного спутника Земли, автсжгатической межпланепкж станции, космичеасого корабля) и ракетную часть, состоящую из разгонных блоков (РБ).
Разпншый блок представляет собой автоншную часть ракеты, жлючающую в себя топлиыши отсек с тсишивш» двигательную устй- ноы<у, qxaHU управления и ряд других вспом^ательных систем бортового комплекса, обеспечивающих движение на определенном участке траектории выведения. Соединяя различным офазом РБ между собой, можно гюлучить хорошо известные кшпоновочные схкы ракеты- носителя: “пакет”，"тандем“ и комбинацию этих схем (рис. 1.8, а).
В схеме "тандем” разгонные блоки последовательно соединяются друг с друпж посредством поперечных плоских фланц^ых стыков 厶 Fig этом корпус РБ нагружается как внешним давлением среды, так и ин^адкшными нагрузками со стсфсжы выш^хасполож^ных отсеков (масс). Отделоме отработавшето РБ осуществляется путем его продолымго пер^ещения по схеме “холодного” или “п^ячего" разделения, что также окааэшает определенное сшкжое и тегикжое воздействие на конструкцию блока.
Уз/гы крепления S верхнем поясеУз/гы крепления S верхнем поясеУзлы крепления 6 никнемУзлы крепления 6 никнем
Уз/гы крепления S верхнем поясе
Уз/гы крепления S верхнем поясе
Узлы крепления 6 никнем
Узлы крепления 6 никнем
поясепоясе4МБ-54МБ-5
поясе
поясе
4МБ-5
4МБ-5
Рис. 1.8. Компоновочные схемы ракет-носителей
Рис. ].9. Конструктивно - силовая схема топливного отсека: О — несущий бак; б — подвесной бак
Схема “пакет” характ叩изуется параллельным расположением РБ и их продольным делением после полной ылработки топлива. Соединение РБ между собой осуществляется, как правило, в двух силовых поясах /： верхнем и нижнем. В зависимости от особенности конструктивного исполнения силовых пояаж они могут воспртнимать и передавать поперечные и (или) продольные уашия. При <^)ганизации силовых связв! РБ необходимо обеспечить свободу деформации корпуса РБ и возможность сбс^жи ракеты-носителя в целм
Компоновочная схема ракеты-носителя характеризуется еще силовым взаимоотношением корпусов разгонных блоков и топлиы1ых баков. Возможны две схтл (рис.1.9):
несущий топливный бак, к(гда корпус бака одновременно является кфпуамл РБ и воспршимает как давление наддува и инерционную нагружу со стороны топлива, так и аэродимнамические силы и ыюшние инерционные нагрузки;
подвесной т(м1лиы{ыи бак, характеризуемый разделением функций бака и корпуса РБ по восприятию ими вдешних и 明утренних нагрузок.
Разгонные блоки для удовлетворения жсплуатационных треб(жаний при их транспортирсшке железнод^ожным, авттаюбильным, воздушным и водным транспсргал не должны превышать определенных предельных габаритных размеров. В связи с этим, если относительно малогаба- р"ные топливные отсеки выполняются в виде одного отсека, то круп- нотаб^тгные ютливнне отсеки ылюлняются по многоблочной схеме, т.е. в виде пакета топливных отсеков, топливных баксж (см. рис.1.8, б) или транспортабельных элементов РБ. В первом случае пакет сосютг из однотипных ма/км'абаритных топливных отсексж, каждый из которых сод^йкит бак окислителя и бак го(ж)чего, во втором случае пакет состоит из нескольких параллельно расположедных топливных баков сжислителя и п^жмего, а в третьем случае РБ собирается из транспортабелылн элементов на сборочн(»< заводе вблизи стартовой позиции.
Классификация отсеков разгонного блока
Корпус раахжного блока является его силовой основой, объединяющей все агрегаты и системы в единое целое. В общем случае. воспринимая внешние статистические и динамические, распре^ деленные и сосредоточашые нагрузки, отдельные составные части корпуса решают, кроме того, определенные функции, связанные с размещаемыми в них системами и агрегатами. Особенности фун- кшюналыюго назначения часта корпуса оказывают влияние «а ксиструктивное исполните: выбор материала, шкггруктивно-силовую схему (КСС) корпуса, методы соединения конструктивных элементов между собой и т.д.
Таким образом, в соответствии с функциональными и конструктивно-технологическими признаками корпус РБ можно условно разделить на:
сухие отсеки (переходный, межбаковый, хвостовой);
топливные отсеки (баки окислителя и горючего)；
рамы (креплошя приборов и двигателей);
вспомогательные элементы ксмструкнии.
Переходный отсек предназначен для стыксжки данного РБ с последующим разгонным или головным блоком и служит для размещения в нем приборов системы уфавления и и^ерения, а также устройств системы разделения (отражательное устройство, обеспечивающее защиту днища бака при “прячем“ отделении РБ).
Межбаковый отсек соединяет топливные баки в единый топливный отсек (это соединение может &пъ неразъемным и разъемным) и служит для размещения в нем блоков аппаратур системы управления и агрегатов пневмогидравлической системы топливных баков.
Топливный отсж может &пъ выполнен и без межбакжмю отсека (с истюльзсжадием совмещенного днища).
Хвостовой отсек служит для размещения в нем двигателей, систем и агрегатов двигательной установки. На его корпусе могут быть ра^ещощ аэродинамические устройства стабилизации и управления, стартовые опоры или силовые связи с РБ, устройства функционалыюй связи данного блока с другими блоками или с "землей**.
Пшимо отмеченных выше функций корпус хвостового отсека обеспечивает защиту расположтйях внутри агрегатсж от аэродинамических нагрузок. Хвостовой отсж РБ второй и последукмиих ступеней после отделения отработавших РБ в багпэшинстве случае исч^хзывает свои функции и может быть отдела! (сброшен).
Топливные отсеки предназначены для ра»(ещения рабочих запасов окислителя и горючего. В зависимости от кшпсиювочной схоиы РБ и 16
массы топлива баки характеризуются большим разнообразием форм и размеров.
Рамы крепления двигателей служат для пфедачи сосредоточенных нагрузок от двигателей на корпус ракетного блока и могут быть Выполнены в ваде ферменных или балочных конструкций.
По ксжструктаыюму признаку отсеки классифицируют на каркасные, фериные и балочные (рамные); по технологическому прижаку - на монолитные и сборные, а последние - на клепаные, сва[М1ые и комбинированшэю.
Конструктншю-силовые схемы отсеков.
Критерии совершенства
Компоновочная схема ракеля-носителя определяет схему нагружения каждого отсоса (величины инерииовдых нагрузок и места их приложения, аэродинамические нагрузки), которая в сочетании с нагрузками (давление наддува в баке, давление вдутри приборного отсека), обусловленными функциональна назначением отса<а, характеризует напряженное состояние элементов кортуса отсека.
Так, циливдрическая оболочка несущего топливит» отсека (см. рю.1.9) нагружается сжимакмцей индвдюннс^ нагрузкой от расположенных выше масс g^^x^ а^одинамическ曲 продолыюй силсм X и растягивающей силой от внутреннего давления р^. Величина результирующей осевой силы зависит от соотношения внешних сил и внутреннего давления и может &пъ сжимающей (N < 0) или растягивакицей (2 > 0):
N = -Wxl - х + Р/， "⑹ где % = 9,8 м/с2 - ускорение свободного падашя;加(-масса РН, расположенная выше х-го сечения： п^ - продольная перегрузка;勺- гикмцадь поперечного сечения топливн(мх)бака.
Цилиндрическая оболочка подвесит» топливного бака воспринимает лишь внутреннее давл«д« и инерционные нагрузки от ютлива и всегда нагружается на растяжение как в продольном, так и попереодом направл^ии.
Негермегичные “сухие” отсеки (межбаковые, переходные, хвостовые) нагружаются сжимающими аэродинамическими и инерционными силами со стс^юны отсеков, расположенных выше.
Анализ напряженного состояния корпуса отсека является важным
шагом пр< выборе его конструктивно-силсжой схтл, под которой мы будем ткжимать совокупность силовых элементов (обшивка, стринг^Яз!, шпангоуты и т.д.) и схему их соединения.
Действительно, если корпус нагружен растягивающей силой, то наилучшей КСС в данном случае будет гладкая оболочка, поскольку изготовление ее в ваде оболочки, подкрепленной продольным силовым набором, пр< одинаковой площади поперечного сечашя не приводит к погашению несущей способности и лишь ухудшает технологичность. Если же к叩пус нагружен сжимающей силой, то разрушение каклрукиии прсяюходит в результате общей потери устамивости корпуса и местной потери устойчивости отдельных коклруктивных элементов. В данном случае выбор к(»клруктивно-сил(жой схтл корпуса (подкрепл* ная, вафельная или сотовая оболочка) будет влиять на массу конструкции Kqxiyca отсека.
Таким офазом, изменяя компсмкжочную схему ракеты-носителя (и его разгонных блоков), мы изменяем характф нагружения проектируемого отсека и вы&фаем для этото случая наилучшую коклруктивно- силовую схему этого отсека (см. рис.1.1).
Эффективность кзклруктивнсмх) решения может быть оценена коэффициентом конструктивна) совершенства а^ = m 0f1clzm • где m - масса коклрукнии (пассивная масса)； m - масса топлива, констт
Применительно к районному блоку пассивная масса включает в себя массу кзклруквди (топливного и хвоепжого отсеков, двдгательной установки), остатков топлива и газов наддува. Коклруктивное сов^хпенство определяется обшцм уровнем развития техники на данном этапе развития. Так, если для V-2 ” = 0,34, то для различных блоков РН “Сатурн-V” ％ = 0,061...0,127.
ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ КОРПУСОВ
При каклруировании отсеков и агрегатов приходится искать такое конструктивно-технологическое решение (материал, КСС отсека, раз- меры элемашж, метод изготовления), которое наиболее оптимально сочетает противоречивые требования функционального назначашя, минимума массы, технологичности» минимума стоимости и т.д.
Физико-химические и механические свойства материала должны обеспечивать не только минимум массы детали при условии обесгюче- ния ее прочности и жесткости, но и возможность изготовления детали Е или иным методом. Коклруктивно деталь должна состоять из 18
стандартных и унифицированных элементов или быть в целом стандартной. Размеры каклруктивных элементов (радиусы закругления, проточки, канавки, ксжусные уклоны и т.д.) должны учитывать ограничительные перечни, стандарта и рекомевдаиии по применению (действующие на предприятии или в отрасли).
Формы и габаритные размен детали, покрытия, требования к упрочнению должны максимально соответствовать принятым для типсжой каклрукиии детали. Следует также окатить внимание на необходимость использования стандартных и унифицированных заготовок и технологических продессов изготсжления рассматртаемых коклрукний.
При ра^)аботке коклрукнии следует помнить, что прочностные и жесткостные свойства отдельных элюентов реализуются через (Яфеделенный метод изготовления.
В усл(»ви$1х силового (сжатие) и тепловсго нагружения требованию минимальной массы в наибольшей степени удовлетворяют когструкнии, у которых тонкостенная оболочка подкреплаш продольным и поперечным силовым набором. Эти коклрукнии, являясь мнопжратно статически неопределимыми, обладают высок曲 живучестью в связи с тем, что при наличии некоторых повреждений за счет перераспределения нагрузки между отделыплми элалентами возможно сохранение работо- спосо&юсти каклрукции в целом.
Подкрошенные оболочки подразделяются на моноблочные (монолитные) и наборные каклрукнии.
Монолитные коклрукнии характеризуются тем, что обшивка и подкрепляющий силжой набор выполняются из одной заготсжки. Следствием этого для мсяюлитных каклрукций является отсутствие концентраций напряжений в местах перехода от элемента к элюенту, равно- мфная пфедача нагрузок. 1^роме того, для монолитных коклрукиий характфны такие прошущества, как умопэшедие числа деталей на сбо|же, снижение трудоемкости изготовления, более ылсокие кргги- ческие напряжения местной потери устсжчивости о&иивки (из-за стиюшнсго защшлошя обшивки). Такие каклрукнии получают литьем, прессованием, штамповкой, 4фезерованием, травлением.
Литье является наиболее доиевым способом изготовления, ото поваляет получить каклрукиию любой конфигурации, с любым расположением подкрепляющих ребер и различней! фс^жюй их поперечного сечошя.
Однако литые панели характеризуются нижими механическими свойствами литейных мат^шлов, во^южностыо появления офытых дефектов, а также утяжелением коклрукнии вследствие особенностей технологического процесса, а именно: необходимостью предусмотрения к(жструктивных уклонов для удаления модели из формы, а также огра-
ничениал минимальной величины толщины стенок (в зависимости от метода литья и площади ста«и).
Низкая прочность литых конструкций позволяет применять их лишь для несиловых конструкций, толщину элемоггов которых выбирают не по соображениям прочности, а по условиям технологии изготовления и стоимостным параметрам.
Фрезерованные панели н конструкции изготавливаются механическим и химическим фрез^юванием из плиты, толщина которой заыюгг от высоты ребер (гфофилей) заготовки. Эти конструкции отличаются высокой трудоемкостью изготгаления и низким коэффициентом использования материала. Фрезерованные панели могут иметь прсхгавольное относительное располо*印ие силового наб叩а, но форма поперечного сечения силовых элементов допускает возможность их изготовления. Минимальная толщина механически отфрезчхжанных элементов составляет 1,5 мм.
Химическое фрезерование является одним из наиболее дешевых и производительных методе» 噺эаботки поверхности болыиих размеров. Травлашем можно получить очень точно требуемую толщину о&иивки, а также плавный nqjexo” от одного элемента к другому, но имеются огранич^шя на форму поличного сечения подкрепляющих силовых элементов. Минимальная толщина обшивки несколько меньше (порядка 0,5...0,6 мм) с утолщением в местах крушения набега до 1... 1,5 мм. Для повышашя усталостной прочности травленые панели подвергают поверхностному упрочнению, например, дробью.
Прессованные панели получили в настоящее 叩емя широкое применение. Они могут быть изготовлены прессованием из плоской заготовки (ширина панели 1100... 1200 мм) и протяжкой из круглой трубы (после прессования трубу разрезают и получают панель шириной до 3500 мм и длиной 12... 15 м). Минимальная толщина стенки панели около 3 мм.
Необходимо отметить, что прессованные панели характеризуются некоторой анизотропией механических свойств по направлениям.
1^роме того, метод изготовления панели налагает (итределенные ограничения на тип силшого набора (возможно только параллельное расположение ребер) и позволяет разнообразить форму попфечного сечения (рис. 1.10, а).
Штампованные панели характ^изуются высокими прочностными свойствами и возможностью изготежл^шя силовсто набора с их произвольным взаимным расположением, но ограниченным по форме поперечным сечением (см. рис.1.10г б).
При выборе материала следует учитывать не только прочность, ко^юзионную стойкость, жаропрочность и другие свойства, но и его пластичность. Материал заготовки должен обладать высокой пластич-
万一万万一万6-66-6Рис. 1.10. Прессованные (а) и штампованные (б) панелиРис. 1.10. Прессованные (а) и штампованные (б) панелиностью (относительное сужение при одноосном растяжеши больше 0,2). Возможно использсжание и низкопластичных мал^иалов, но при наличии предварителыки'о под(мрета. Однако последнее приводит к дополнительным трудностям, вязанным с предотц)ащ№ием (жисления материала, изменения сто микроструктуры и т.д. Среди мал^иалов, хорошо освоошых в производстве, следует указать:
万一万
万一万
6-6
6-6
Рис. 1.10. Прессованные (а) и штампованные (б) панели
Рис. 1.10. Прессованные (а) и штампованные (б) панели
конструкционные стали 15Г2, 15Х, 18ХНВА, ЗОХГСА и др.；
алюмини^ые сплавы АК4, АК6, Д16, В95, АМгб и др.；
магниевые сплавы МА2-1, ВМ65-1;
титановые сплавы ВТ1, ВТ5, ВТ6, ВТ14, ОТ4 и др.
При проекпфовании штампованных панелей необходимо учесть штамповочные припуски» обусткжтгенные процессом изготовления
плоскости разъема штампа должна штамткжочное уклоны а, £, не-плоскости разъема штампа должна штамткжочное уклоны а, £, не-Рнс. 1.11. Элементы штамповки: / — деталь; 2 — штамповочный припускРнс. 1.11. Элементы штамповки: / — деталь; 2 — штамповочный припуск(рис.1.11)： наим^ьшая толщина 6 бьпъ не мо&ше рексмвадуемой; обходимые для извлечения детали из штампа; радиусы походов г для предотч>ащения поверхностных дефекте» и обложения пластической деформации; закругления R необходимые для уменьшения концентрации напряжений в углах дна внутренних полостей. Все это утяжеляет конструкцию панелей и требует допол- нителыкж механической о^аботки.
плоскости разъема штампа должна штамткжочное уклоны а, £, не-
плоскости разъема штампа должна штамткжочное уклоны а, £, не-
Рнс. 1.11. Элементы штамповки: / — деталь; 2 — штамповочный припуск
Рнс. 1.11. Элементы штамповки: / — деталь; 2 — штамповочный припуск
Рис. 1.12. Схема корпуса отсека гофрированной конструкцииРис. 1.12. Схема корпуса отсека гофрированной конструкции
Рис. 1.12. Схема корпуса отсека гофрированной конструкции
Рис. 1.12. Схема корпуса отсека гофрированной конструкции
Набс^жые конструкции в зависимости от своего состава клас- вфиимруются：
на конструкции, подкрашенные продольным и поперечным силовым набегом;
конструкции, подкрепленные гофром;
слоистые панели (с пенопластовым или сотовым заполнителем).
В целом набфные конструкции характеризуются относительно небольшой массой, поскольку выбор конфигурации и размер® отдельных силовых элементов и их взаимного расположения обеспечивает конструктору болыпое число вариантов конструктивных решений и возможность вывела такого, кеггорое в наилучиюй степени удовлетворяет различным ограничениям.
При проектирежании и изготхжлении набс^ной конструкции могут &пъ использованы относительно простые в технолотическом отношении элемопн, характеризуй^ значениями ге(м4егр1ческих размеров, достаточно близких к расчетным. Однако будучи соединенными между собой ли образуют сложные по форме конструкции, иаиговление ко- т^мях в виде монолитных конструкций не представляется возможным.
При мал<ж величине сжимакиц曲 нагруби на единицу периметра поперечного сечения отсека подкреплетие тшкой о&иивки стрингерами становится нецелесообразным и сложным в технологическом отношетии. В згом случае роль продольного оикжого набора играет гофрированная оболочка, выполняемая из вьюокзтрочного листсжого мат^)иала. На рис.1.12 приведена схема корпуса отсека, состоящето из о&иивки /, подкрепленной продольным гофром 2, и шпангоутами 3. Форма гофра может &пъ синусоидальна, прямоуголыкм, трапециеввднеж и т.д. В соединениях пх^эа с обшивкой и шпангоутами заклепки (или сварные точки) располагаются в точках касания.
Высокой несущей спосо&юстью при действии сжимающей нагруби обладают трехслойные оболочки (рис. 1.13), состоящие из двух апюсительно тадких несущих слоев 1,3 т вькхжопрочного материала и заполнителя 2 между ними из леткого материала апюсительно большей толщины, который механически связывает слои между собой.
Рнс. телейРнс. телейзаполни-заполни-
Рнс. телей
Рнс. телей
заполни-
заполни-
Такая ком&шация материалов и их физико-механических свойств позволяет создавать конструкции высокой жесткости 咿 малой массе.
По материалам несущих слоев и заполнителя трехслойные к(»ютрукции бывают металлические, пластмасссжые, комбинированные. По структуре сечения конструкции разделяют на симметричные (несущие слои выполняют из одного материала и имеют одинак(жую толщину) и несимметричные (несущие слои изготовлены из различных материалов различной толщины). Применение несимметричных трехслойных конструкций связано не только с требсжанием обеспечения минимальной массы, но и с требованиями функционального характера (теплопроводность, радиопрозрачность и т.д.).
В качестве материала внешних слоев используют алюминиевые и титановые сплавы, различные стали. Заполнителем могут служить ма- ^Риалы типа пенопластов (ПСБ» ФК-20, ФК-40, ПУ и др.), соты (см. Рис.1.13, а) (металлические и неметаллические), конструктивные элементы в виде трубки и гофра (см. рис. 1.13, б, в).
Экспериментальные исследования и широкая практика применения 6blявили следующие достоинства слоистых конструкций:
относительно небольшую массу по q)aBHeHH№ с традищкжной подкрепленной конструкцией;
высокие тепло- и звукоизолирующие свойства;
высокий коэффициент внутреннего поглощения едергии;
относительно невысокую трудоемкость изготовления и сб叩ки вследствие меньшего числа деталей по сраыюнию с обычными наборными конструкциями.
К недостаткам трехслойных конструкции относятся：
снижение прочности в процессе 兴сплуатапии в связи со старением клея；
жесткие требования к технологическому процессу и его стабильности;
необходимость применошя совершенных методов и аппаратуры нфач)ушающего контроля соединений.
Как показывают испытания отдельных сотсжых конструкций, совре- метшая технология изготовления обеспечивает стабильные параметры прочности, и разброс характе|»1стик этих конструкции совпадает с диспдхжй прочностных характе^стик стрштерных конструкции.
Э(|)4)ективность применения различных типов конструкций панелей или отсексж складывается из таких показателей, как снижение массы конструкции и себестоимости ее изготовления, повышение статических и прочностных характеристик, снижение сютмости материалов и входящих элалентов конструкции.
Соединение элементов наборной конструкции осуществляется сваркой, пайкой, склеиванием, клеткой, механическими крепежными элементами и комбинаций указанных способов. Элемента конструкции могут соединяться между собой непосредственно (рис. 1.14, а) или с использованием промежуточных деталей (см. рис. 1.14, 6). Выбор типа соединения зависит от назначения соединения, действующих на него нагрузок, используемых материалов, требований технологии, эксплуатации и *ономичности (обозначения свартых швов даны для наглядности по старым ГОСТам).
Соединения в конструкции корпуса или агрегата вышвают нарушение плавности изменяет напряженного состояния 咿 походе от одного элемагга к другому, что связано с зенедием прочностных 8ОЙСТВ материала (например, в зоне свааюто шва), характд>а передачи нагрузок (переход от равномерного нагружения к локальному, например,用寄 наличии свартых точек или заклепок), появление изги-
аа1.14. Соединения1.14. Соединенияконструктивных элементовконструктивных элементов
а
а
1.14. Соединения
1.14. Соединения
конструктивных элементов
конструктивных элементов
бающего момогга при соединении внахлест, жесткостных свойств конструкции в зоне соединения.
К соединениям предъявляются следующие требования：
соединение должно быть равнопрочным соединяемым элементам;
соединение должно в наименьшей степени вызывать уменьшение прочностных свойств элементов：
жесткость в соединении должна изменяться постепенно во избежание возрастания коэффициента концентрации напряжении.
Сварка широко применяется в производстве отс^ов летательных аппаратов» что объясняется высокой технологичностью этото процесса, возможностью соединения мате[жалов разных марок с различными механическими и физическими свойствами и даже разнородных матерта- лов (сталь с алюминиевым сплавом, алюминиевого сплава с бериллиевым и т.д.). Применение сварки улучшает условия работы элементов конструкции по сравнению, наприм印，с клепкой.
По физической природе образования сварного соединения все методы сварки подразделяются на три класса： термический (дуговая, электронно-, плазменно- и ионно-лучевая, газовая сварка), терлюме- ханический (контактная» диффузионная, прессовая сварка и т.д.) и механический (взрывом, трением, ультразвуковая сварка и т.д.).
Однако сварка имеет ряд существенных недостатков： взаимодействие расплавлтюго металла с кислородом и азотш воздуха; изменение структуры и свойств металла в околошовной зоне; появление внутренних остаточных напряжений и деформаций; возможность образования трещин, пористости и выгорание летирующих элементов. При сварке различными способами эти недостатки проявляются по-разному. Поэтому конструктор при выборе материала должен оптимальным образом сочетать требования по прочностным, теплофизическим и иным свойствам с теми возможностями, которые предоставляет шу конкретный метод сварки.
Напримф, соединение конструктивных элементе® из алюмини^ых сплавов типа АМгб может бьггь получено коттактной, аргонно'-дуговой (плавящимся и неплавяшимся электродами), атомно*водородной и газовой сваркой. Для соединения с высокими требованиями по геометричности можно рекомендовать аргонно-дуговую сварку неплавяшимся электродом. Контактная сварка (точечная или шовная) может быть применена при невысоких требованиях по герметичности и при толщине листа в месте сварки до 4 мм (при суммарной толщине свариваемых листов не более 8 мм).
Т^)мически упрочненные алюминиевые сплавы типа Д16, Д19, Д20 относятся к ограниченно свариваемым сплавам вследствие очень низкой пластичности сварного шва и склонности к образованию трещин.
Для сварки деталей из сплавов магния наиболее часто используют аргонно-дуговую сва(жу вольфрамовым электродом и контактную свар- ку. В связи с возможностью образ(жания внутрикристаллической кор* розии применение аргонно-дуговой сварки может &пъ допущено лишь для ненагруж^шых конструкций и при условии достугеюсти их контролю в процессе эксплуатации.
Для сварки титана и его сплавов применяют дуговую сва{жу в инертнсил газе вольфрамовым электродом и контактную сварку сопротивлением. Во^южна также дуговая сварка под флюсом, конденсатор- ная сварка и сварка электронным лучом.
Для качественното соединения разнородных материалов необходимо, чтобы они содержали в своем составе элюенты, обладакхцие неограни- ч^шой взаимной раствсфимостао как в жидком, так и в твердом состоянии. Кроме того, необходимо учитывать, что разность коэффициентов линейного термического расширошя соединяемых мат^хшлов, составляющая более 20 %, может явиться причиной образования треишн на границе соединения.
Ширсжие всшожности для сварки самых различных материала дает использование промежуточных прокладок или покрытий металлами, которые обладают неограниченной взаимной растворимостыо в каждом из соединяемых мат^жалов.
Основньши типами свартых соединении являются соединения стыков, внахлетку, тавроыле и угловые.
Стыковые соединения являются наиболее надежными. От всех других соедшошй они отличаются наименьшими изменошями формы сечений, меньшими значениями коэффициента концентрации напряжошй. Как правило, стыкоыле швы делают прямыми, т.е. направленными перпендикулярно действующим усилиям. Если соединение работает на рас- тяжетие или сжатие, то условие прочности стыкового шва записывается так:
св .шсв .ш
св .ш
св .ш
где / - длвда сварного шва; а± - предел прочности при растяжении (+) и сжатии (-).
Поскольку 0；Ш〈％ » то толщина элемента в зоне сварного шва (6) больше толщины соединяемых элюентов ((жс.1.15).
св.ш
Соединенна внахлестку выполняют угловыми швами. В зависимости
от нагфавл^шя угловых швов по отношению к действующему усилию их 26
разделяют на лобовые, фланговые и ком&шированные. В соединении с лобовыми швами (рис. 1.16, а) расстояние между швами принимается с > 45, а напряженное состояние характеризуется действием нормальных и касатель-разделяют на лобовые, фланговые и ком&шированные. В соединении с лобовыми швами (рис. 1.16, а) расстояние между швами принимается с > 45, а напряженное состояние характеризуется действием нормальных и касатель-ных напряжений о иных напряжений о ит. Пот. Пометодике, принятой в инженерной практике, расчет лобовых швов проижодится на срез. Условиеметодике, принятой в инженерной практике, расчет лобовых швов проижодится на срез. Условиепрочности сварногозаписывается в виде川=T傲I ,прочности сварногозаписывается в виде川=T傲I ,соединениясоединения(1.8)(1.8)чей ия нениячей ия нения1.15. Форма поперечного се- стыкового сварного соедИ'1.15. Форма поперечного се- стыкового сварного соедИ'
разделяют на лобовые, фланговые и ком&шированные. В соединении с лобовыми швами (рис. 1.16, а) расстояние между швами принимается с > 45, а напряженное состояние характеризуется действием нормальных и касатель-
разделяют на лобовые, фланговые и ком&шированные. В соединении с лобовыми швами (рис. 1.16, а) расстояние между швами принимается с > 45, а напряженное состояние характеризуется действием нормальных и касатель-
ных напряжений о и
ных напряжений о и
т. По
т. По
методике, принятой в инженерной практике, расчет лобовых швов проижодится на срез. Условие
методике, принятой в инженерной практике, расчет лобовых швов проижодится на срез. Условие
прочности сварногозаписывается в виде
川=T傲I ,
прочности сварногозаписывается в виде
川=T傲I ,
соединения
соединения
(1.8)
(1.8)
чей ия нения
чей ия нения
1.15. Форма поперечного се- стыкового сварного соедИ'
1.15. Форма поперечного се- стыкового сварного соедИ'
срез； k - величина катетасрез； k - величина катетагде т - разрушающее напряжоме на
срез； k - величина катета
срез； k - величина катета
сварного шва;乙-длина лобового сварного шва;
0,7 - при ручной и многопроходной автоматической и полуавтоматической сварке;
0,8 - для двух- и трехпроходной полуавтоматической сварки;
0,9 - для двух- и трехпроходной автоматической и однопроходной полуавтоматической сварки;
1」-для однопроходной автоматической сварки.
Рнс. 1.16. Сварное соединение внахлесткуРнс. 1.16. Сварное соединение внахлестку
Рнс. 1.16. Сварное соединение внахлестку
Рнс. 1.16. Сварное соединение внахлестку
Флангоше швы (см. [жс.1.16, б) направла{Ы параллельно усилию. Расчетная формула несущ曲 спосо&юсти соединетия составляется в предположении, что напряжения вдоль шва распределены рашкжлфно：
№ = 2г.(1.9)
фл
С учетом концентрации напряжений расчетная длина фланговых швор / < 50k. фл
Пртмф комбинированного сварного шва приведен на gc.1.16, в. Расчет такого соединения основывается на допущении независимости действия сил, а именно:
№ = Tp(k / + k I ).(1.10)
л л фл фл
Тавровые соединения (рис. 1.17) применяют для соединения элементов, расположенных во взаимно перпендикулярных плоскостях. Они могут &пъ выполнаш без подготовки кр(ж«ж (ой. рис.1.17, а), с односторонней подготовкой кр(миок (см. рис. 1.17, б) и подваром при 8 = 4е..26 мм и двухстс^юнне它 подготовкой крепок (ой. рис.1.17, в) для 6 = 12...60 мм. Разделка крешж обеспечивает плавную передачу нагрузок и меныиую концентраиию напряжошй. Для схемы, показанной на [же. 1.17, а, условие прочности имеет вид
№ = 2тЖ(1.П)
а для схем, изображенных на рис. 1.17, б, в,
V* = апш81.(1.12)
Рис.1.17. Формы поперечных сечении
тавровых и угловых соединений
В конструкциях возможно использование угловых сварных соединений (см. [жс・1・17, а), но лишь в том случае, если они не являются силовыми.
При разработке конструкции с использованием сварных соединений следует постоянно иметь в виду, что как сварочные деформации, увеличивающие несове{мденства ф(^)мы конструкции, так и остаточные сварочные напряжения в зоне шва вызывают в итоге снижетие несущей способности конструкции. Поэт(ж<у ра^>аботка надежных сварных конструкции является кслтлексной задачей, в процессе решения которой необходимо обеспечить прочность и технологичность конструкции. При проосгировании сварной конструкции необходимо учитывать следующее.
Число сварных соединений и их протяжешюсть должны &пъ по возьюжности минимальными.
Для обеспечения равнопрочности соединения и основного металла и для снятия сварочных напряжений часто требуется последующая термическая обработка. Поэт(ж<у габаритные размеры сварной конструкции должны позволять такую технологическую згерацию. Как вариант обеспечения требования равнснфочности конструкции следует рассматривать утолщение элементов конструкции в зоне сварного шва.
Для уменьшения термических деформаций необходимо стремиться к симмег{жчн(»4у расположению сварных швов, предусматривать минимально возьюжные сечения швш.
Посколы<у в процессе усадочных явлошй в шве происходит укорочение конструкции и ее искривление, целесоо^)азно применять предварительный изгиб элементов конструкции. Тогда после сварочных деформации конструкция примет требуемую ф(冷му (рис. 1.18).
Во избежание появл^ия трещин следует изгибать перекрещивания швов.
Не располагать сварные швы в местах резкого изменения жесткости сечения, вблизи параллельных угловых шв(ж, не допускать резких переходов по толщине материала.
Рнс. 1.18. Схемы у станов - кн патрубка на оболочкеРнс. 1.18. Схемы у станов - кн патрубка на оболочкеРис. 1.19. Дефекты сварных соединенийРис. 1.19. Дефекты сварных соединений
Рнс. 1.18. Схемы у станов - кн патрубка на оболочке
Рнс. 1.18. Схемы у станов - кн патрубка на оболочке
Рис. 1.19. Дефекты сварных соединений
Рис. 1.19. Дефекты сварных соединений
В циливдртческих оболочках продольные швы не должны располагаться на одной прямой.
Не дмускать технологических дефектов, являющихся источником концентрации напряжении:
смещение до 10 % от толшин сварива^ых элемоггов не снижает прочности соединении, а для пластичных матертилов оно может быть 30…50 % (рис. 1.19, а);
в угловых швах наиболее распространенным дефектом является не- прсжар, для предотвращения которого толщины свариваемых кромок должны &пъ одинак(жыми (см. рис. 1.19, б).
Точечной сваркой можно сваривать листовые детали различной толщины, пересекающиеся стержни, листы со стержнями и т.д. Использование точечной сварки целесообразно, в частности, когда 咿 малых толщинах соединяемых листов (до 0,5 мм) в заклоючном соединении трудно обеспечить необходимую прочность на смятие.
Контактная электросварка практически вытеснила клепку прт изго- тсжлении изделий из сплавов АМц, АМг и др. Однако вследствде невысокой прочности при уста/юстных нагружениях и трудности антикоррозионной офаботки сварных узле» применение ее в силсжых конструкциях ограничено.
Точечная электросварка ограничадю применяется для соединения в конструкциях из выожопрочных сплавов Д16-Т и В95Т преимущественно для несиловых, малоогветственных узле® (люков, крышек и т.д.).
Прочность точечной электросварки определяется размером и струк- турс»! точек» зависящих от форм и размеров коттактных поверхностей элаородеж, величины сварочного тока, усилия сжатия и состояния пов呼)хностей свариваемых деталей.
Соотношение между диаметрами точки d и электрода d зависит ТЭЛ
от толщины сварива^ых материалов；
可寄 6 4 2 d = (2...3)5, d /d = 0,8；
TT ЭЛ
при 6>2d=6 + 3, d/d = 1, ТТ ЭЛ
а диаметр элжгрода зависит от толщины листа и оденивается по соотношению d =26-3.
эл
Толщины (шартваемых деталей из листового матертала не должны различаться более, чая в 3 раза.
Параметры точечного шва в зависимости от толщины свариваемых деталей приведены в табл. 1.1 (данные для алюмини^ых сплавов), а также на рис. 1.20.
Таблица 1.1
Средняя
разрушающая нагрузка сварных точек
Толщина свариваемых листов, мм
Сила отрыва. Н
Отношение силы отрыва к силе среза
АМгб
Д16Т
В95Т
АМгб
Д16Т
В95Т
0.5
230
200
0.25
0,20
1.0
650
650
600
0.24
0,25
0,20
1.5
1700
1450
1400
0,27
0.32
0,27
2,0
2550
2400
2300
0,36
0,35
0,29
3,0
5350
5200
4850
0,45
0.43
0,37
4,0
9900
8900
7700
0,45
0.40
0.32
*
Отношение равным 2.55.
диаметра
сварной
точки
к толщине листа
принято
При сва{же пакета из трех деталей pa^iq) шага увеличивается приблизительно на 50 %. При згоы деталь большей толщины должна бьпъ в середине.
Паяные соединения. Пайка является техналотическим процессом соединетия деталей в твердом состоянии спедиалышм расплавленным присадочным материалом - припоем. Припой в жидком состоянии смачивает паяаше псжерхности, заполняет капиллярный зазор между ними и образует паяный июв. С помощью пайки можно соединять между собой не только однс^юдные, но и разжфодные металлы, стекло, керамику, гра^жт.
Одним из главных услсжий получения качественного соединения является правильный шбор пртпоя. Припой должен：
иметь титературу плавлошя не менее, чам на 50 С ниже температур плавления паяемых материален；
хорошо смачивать паямые мат^лолы и заполнять соединительные зазорл；
образ(而эшать с паяемыми мат^жалами прочные соединения；
3d<t<5d3d<t<5d工5d< С < 2d工5d< С < 2dШШ翁翁Мс. 1.20. Соединение точечной сваркойМс. 1.20. Соединение точечной сваркойсс
3d<t<5d
3d<t<5d
工5d< С < 2d
工5d< С < 2d
Ш
Ш
翁
翁
Мс. 1.20. Соединение точечной сваркой
Мс. 1.20. Соединение точечной сваркой
с
с
иметь с паяемыми мат^жалами близкий по величине тат^турный коэффициент линейного расширения.
由иболее распространенным видом соедин^шя является пайка внахлестку. Швы нахлестку обеспечивают прочное соединение» достаточно технологичны и не требуют подгоночных отераций (рис.1.21).
Если пайка осуществлена на длине I и ширине Ь, то 理寄 прочности припоя на сдвиг %「 предельная нагрузка равна N^ = т^й. Для паяемых элементов конструкции толщиной 5 предельная величина нагрузки определится соотношетием
N = а *• (1.13)
(1.14)(1.14)Тогда условие равнопрочности паяжмх) соединения запишется так:
(1.14)
(1.14)
//5 =。土 в/Тпр-
Высокопрочные клеи позволяют надежно соединять между собой детали из металлов, неметаллических и рааюродных материалов без ограничетш на толщины конструктивных элементов. При этом обеспечиваются относительная равномерность (при соответствующем выборе параметров клеевого шва) распределения напряжения по всей площади склеивания, герметичность и №1сокая коррозисмшая стойкость.
Однако при проектировании конструкций следует иметь в виду, что клеевые соединения имеют тедхенцию к снижению со семенем прочностных характерютик и обладают относителыю высокой прочностью на неравнсшерный отрыв (отдир). Качество клеевсию шва в значительной степени зависит от обеспечения режима термоофаботки (темпера- тур« и давлошя). точности подтеки склеива^ых пов^хностей (увеличение толщины клеевого слоя снижает прочность соединения), уровня контроля с целью выявления скрытых дефектов (степени полимеризации, местных непроклеев).
Прочность клеевых соединений в рачительной степени зависит от выбора клея, конструкции
соединения и характера внешних нагрузок. Наибольшую прочность имеют соединения, работающие только на отрыв или только на сдвиг. При нагружении на изгиб клеевого соединения, выполненного встык, наблюдается резкое снижение прочности.
Рис. 1.22. Типовые клеевые соединения
особенно заметное при больших площадях склеивания жесткими клеями. Поэте»4y такие соединения рекомедцуегся п^хазять только с дополнительными накладками.
Тигкжые клеевые соединения приведены на рис. 1.22. Широко применяют соединения внахлестку а, с одинарной б и двойной накладками % соединения вскос г. Наиболее прочным соединением является соединение вскос.
При разработке клеевых конструкции необходимо предусмотреть свободный двухсторонний подход к клеевым швам. В конструкции не должно быть деталей, материал которых имеет рабочую температуру меньше температуры отверждения клея. Если узел имеет несколько клеевых соединений, то целесообрааю предусмотреть технологические разъемы, позволяющие отдельное склеивание элементов конструкций.
В клеевых соединениях между псжерхностями, прижатыми друг к другу с оптимальным давлением, до нанесения клея зазоры должны бьггь не более 0,1 мм.
Для 1ювышения несуща способности соединений 理寄 работе на отдир концы швов следует подкреплять заклепками, точечной или роликовой сва(жой.
Необходимо также предусмотреть защиту клеевых швов от проникновения в них влаги путем заделки кромок швов лаками, пастами или замазками.
Клепаные соединения нашли широкое примжение на практике в силу их технологической отработанности и высокой надежности. Однако они обладают рядом существенных недостатков： нераыюмфностью передачи нагрузок с одного элемента на другой, наличием конц&праторов напряжаош около отверстий, относительно болыпой массы соединения» плохими условиями работы.
Основными видами клепаных соединений (рис. 1.23) являются: соединение внахлестку а, внахлестку с подсечкой б» соединение ьстык на профиле (в), с одной (г) и двумя ①)накладками. Расположение заклепок в рядах может бьпъ параллельным или шахматным.
В зависимости от эксплуатационных характ^)истик клотаные швы 2 -908 *
4-+，十十十，十4-+，十十十，十
4-+，十十十，十
4-+，十十十，十
Рис. 1.23. Типовые схемы клепаных соединений
бывают плотными (обеспечивают герметичность), прочными (обеспечивают передачу нагрузок) и плотно-прочными.
Клепаные соединения характеризуются следующими параметрами: d - диаметр заклепки: / - шаг заклепок в ряду; % - расстояние между рядами; 6 — толщина листа или накладки; с - расстояние от края листа до первого ряда заклепок. Параметры шва вы&<раются в зависимости от действующих нагрузок, назначения клепаного соединения при условии выполнения требования равнопрочности.
В общем случае имеют место следующие соотношения:
d = (1,5...2,0)5; / = (3...12”；
% = (0,5...0,8)/; с = (1,5...4,0)d.
В конструкциях из алюминиевых сплавов 咿 соединениях встык с одн(兩 накладкой ее толщина выбирается равнсж толщине тонкой детали; при использовании двух накладок - половине толщины тонкой накладки.
Большое значение для обеспечения работоспосо&юсти клепаного соединения имеет выбор формы головки заклепки и ее материала. Выступающие головки заклепок (полукруглая» коническая, плоская)
дают прочные соединения, а применение утапливаемых головок заклепок обеспечивает плотное и прочно-плотное соединение.
В качестве материала заклепок широко используют алюминиевые сплавы Д16П, Д18П, Д19П, В65. В последнее время стали применять титановые сплавы. В небольших количествах используют заклепки из конструкционных и коррозионно-стойких сталей марок 20ГА, сталь 10, сталь 15 и Х18Н19Т. Для клепки конструкций из композиционных материалов применяют заклепки из легко деформируемых материалов марок АД1, АМц, АМг5П.
Кроме отаеченных выше соединении на практике нашли применение комбинированные методы соединений (клеесварные, клежлепаные, клеевинтовые и др) которые в ряде случаев позволяют наиболее оптимально использовать достоинства каждого из видов соединения применительно к виду нагружения.
Болтовые соединения применяют в конструкциях, где требуется в процессе эксплуатации разборка, при осуществлении поворота элементов конструкции друг относительно друга, в местах передачи больших нагрузок. Они используются также в неразъемных соединениях при передаче больших нагрузок и при толщине пакета больше 3,5 % 综- диаметр болта).
Характеризуя трудоемкость выполнения болтовых соединений, необходимо отметить, что она зависит от точности изготовления. Трудоемкость установки болта по 11-му и 12-му квалитетам в 4...6 раз больше трудоемкости установки одной заклепки. Как правило, применяют болтовые соединения, выполняемые по посадкам скольжения и ходовой 7...9-го квалитетов.
На практике применяют три основных вида резьбовых крепежных соединений: болтами с гайками, ввертными болтами» шпильками (рис. 1.24).
Соединение болтами с гайками (см. рис. 1.24, а) используется при наличии двухстороннего подхода к месту соединения, так как требуется страховка болта от проворачивания при затяжке гайки.
Соединение ввертными болтами (см. рис. 1.24, 6) применяют при глухом нарезном отверстии или, когда возьюжна установка болта лишь с одной сторащ соединения. Деталь с нарезным отверстием выполняется обычно из высокатрочното материала. В деталях из высокзшас- тичных сплавов (алюминиевых и магниевых) используются, как правило, прсллежуточные нареадые втулки (фук^жи) из более твердого материала. Соединения шпильками (см. рис. 1.24, 6)применяют для деталей из мягких материалов, а также при глухих или сквозных отверстий, имеющих односторонний подход. Вв^хгной ксжец шпильки устанавливается в нарезном гнезде наглухо и с натяга. В этих условиях резьбовое соединение детали даже из мягких материалов получается надежным. При необходимости могут &ггь использованы футс^ки.
Кроме описанных вадов соединений возможны и пр(證©куточные схиы (см. рис. 1.24, а). Болт закрепляется гайкой в гладком отверстии одной детали, а другая деталь притягивается гайкой, навертываемой на свободный конец болта.
Кроме рассмотренных выше крепежных соединений в слабонагружен- ных местах, где возможен к тому же лишь односторонний подход, могут &пъ использованы винты с анкфными гайками (см. рис. 1.24, d).
Крепежный элемент, обеспечивающий соединение деталей, воспринимает и передает как осевую ^ , так и перерезывающую Q* силу бб
(рис. 1.25). При этом с целью повышения жесткости и прочности соединения болт устанавливается в отверстии с осевым и радиальным натягом.
Осевой натяг обеспечивается предварительной затяжкой болта N , создаваемой крутящим моментом затяжки М^, равным произведению силы, приложенной на конце ключа, на плечо ключа. При сред-
Рис. 1.25. Схемы нагружения болтового соединения 36
нем значении коэффициента трения гайки о болт / ^ 0,17 при оценочных расчетах ьюжно записать:
(1.⑸(1.⑸N dn ■ лзат О
(1.⑸
(1.⑸
зат4,2
где М измеряется в Н-см, N - в Н, % — в см.
У ответственных соединений величина затяжки контролируется с потиью тарированных ключей. Поскольку 理寄 затяжке болтов малого диаметра о&ячными ключами может произойти их разрушение, то не рекомедцуегся использовать в нагруженных узлах болты диаметром меньше 8... 10 мм.
Постановка болта в отверстии с радиальным натягам связана с необходимостью запрессовки болтов и требует отработки геометрических размеров крепежных элементов и специальных приема выполнения таких соединений. Если же болт установлен в отверстии с зазором, то он предназначен в первую очередь для передачи осевой нагрузки (см. рис. 1.25, а), поскольку при действии поперечной силы Q (см.
б
рис. 1.25, б) болт подвергается изгибу и срезу, а также растяжению вследствие удлинения отдельных волокон болта прт смещении стягиваемых деталей.
Однако исследования псжазали, что если величина зазора не пре- вышает 5 % от d^, то прочность односрезного соёдинения уменьшается не более чем на 6 %, т.е. практически не изменяется. Для расчета болтов на срез, подвергающихся одновременному растяжению и срезу, можно использовать соотношение
(1•⑹
N и Q можно воспользоваться о бN и Q можно воспользоваться о бгде 匕=[2,6 + (о/т沟Г’?.
N и Q можно воспользоваться о б
N и Q можно воспользоваться о б
Для выбора % болта при действии и табл. 1.2.
силы (см. рис. 1.25, 6), когдасилы (см. рис. 1.25, 6), когдаПри действии на болт поперечной
силы (см. рис. 1.25, 6), когда
силы (см. рис. 1.25, 6), когда
Резьбовая деталь вв^)нута на небольшую глубину % < 1,5 %),
может прсжзойти срез витков резьбы. Напряжение среза при этом будет равно
Расчетные данные для
Диаметр болта
d°, мм
Шаг резьбы,
мм
Разрушающее усилие на срез ПО ОДНОЙ плоскости N , Н б
Д1Т
Сталь 45
ЗОХГСА
посадка
ft!2
f9
6162811171907
81,25126419893396
101.5199531175323
121,5287244727635
141,53933610710527
16f,55159798813648
181,565511016617356
201,58771253621403
221,59801514825862
241,5116851804130801
271,5-2284939011
301,5-2822948196
*
Принятые разрушающие напряжения: На срез болтовНа растяжение болтов
Д1Т265Н372 Н
Сталь 45402Н588 H
ЗОХГСА686Н1078 Н
.Таблица 1.2
подбора диаметра болта
Разрушающее усилие на растяжение
н
О
Д1Т
Сталь 45
ЗОХГСА
710
1127
206S
1289
2029
3724
2019
3205
5880
3018
4753
8761
42f4
6692
12289
5586
9111
16707
7203
11890
21805
8977
15038
27573
11025
18555
34022
13406
22442
4U43
—
28959
53096
36309
6657 f
/=。，4亠了⑵T ),б//=。，4亠了⑵T ),б/(1.17)(1.17)
/=。，4亠了⑵T ),б/
/=。，4亠了⑵T ),б/
(1.17)
(1.17)
Qfi будет затруднен из-за стесненности изгиба болта. В этом случае напряжение среза витк(ж резьбы будет равно
(1.⑻(1.⑻
(1.⑻
(1.⑻
где £ = 0,8 - коэффициент полноты заполнения метрической резьбы.
Если болт, соединяющий две детали (см. рис. 1.25f 6), предварительно затянут (N - осевой натяг), срез резьбы поперечной силой зат
38
…2 j
m 叫收
Номенклатура пр<меняемых болтов и ыштов(И1ределена отраслевыми
нормативами, отраслевыми и государственными стандартами. В конструкциях примо{яются цилиндрические и конические болты. Кшические болты обеспечивают их плотную посадку в отверстие (радиальный натяг), однако трудоемкость изготовления такого соединения оказывается очень высок曲.Цилиндрические болты различаются по форме головки. Болты с шестигранной и цилиндрической пмкжками используются дсжольно ширсжо, а болты с потайной, полукруглой и плосковыпуклой головками пртменяют в тех случаях, когда они оказываются на внешней поверхности кортуса.
Болты иаютавливают из сталей 45, ЗОХГСА и алюминиевых сплавов. В последние годы находят применение болты из титановых сплавов, и в частности из ВТ16 (а = 1050... 1200 МПа), что позволяет снизить в
массу крепежных элементов пртмерно на 40 %. Эксперименты показали, что титановые болты по статическ曲 прочности практически не уступают болтам из легированной стали и созываются нечувствительными к перекосу опорных поверхностей до 8 . В то же время эти болты чувствительны к концентраторам напряжений и качеству обработки поверхности.
КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Вьйор материала кшструкцдонного элемента является важным шагом псмска конструктивного решения, поскольку от выбора материала зависят массовые, технологические, эксплуатаиисжные и другие свойства конструкции.
口［»< выборе материала необходимо учитывать:
массовые и прочностные характеристики;
свариваемость материала;
пластические свсмютва, которые обеспечивают возможность получения листсж малой толщины, профилей различного сечения и т.д.;
антикоррозионные свойства;
недефицитность и стоимость.
Перечисленные требования очень сложно оптимально сочетать в одном материале. Поэтому в зависимости от назначения конструктивного элемента, для которого осуществляется выб(^) материала, используемых методов соединения элементов и нжоторых других факторов выделяют определяющие требования, выполнение которых должно быть обеспечено в первую очередь.
Как правило, определяющим требованием является требование минимальной массы при условии обеспечения неразрушаемости конструкции.
Эта задача может быть сформулирована следующим о^шом.
Работоспособность конструктивного элемента описывается условием
(1.19)
те расчетные напряжения не пр^ышают разрушающих (предела прочности на сжатие (растяжение) или критических напряжений). Требуется вьйрать матертал с такими физико-механическими свойствами (р, °，00 2，Е), которые обеспечивают минимум массы элемита, т.е.
m = min { m(M, геометрия) }, (1-20) opt
где М = {р.где М = {р.о,。» £...} - мат^ал, характеризуемый некоторым
где М = {р.
где М = {р.
набором значений его свойств.
Ураыюние (1.19) позволяет определить геомет[жческие параметры ксмютруктивното элемента в зависимости от свойств материала. Решая уравнение (1.19) относительно исксжюго параметра и подставляя его в выражение (1.20), получим соотношение, анализ которого позволяет
найти материал М с снтгимальным набором свойств.
Причем, как это видно из постановки задачи, оптимальность материала однозначно определяется условиями нагружения конструкции (ее напряженным состоянием).
Рассмотрим некоторые из схем нагружения кшструктивных элементов.
Продольный элемент работает на растяжение. Площадь поперечною сечения определяется из условия прочности
Масса конструктивного элементаМасса конструктивного элемента(1.21)(1.21)
Масса конструктивного элемента
Масса конструктивного элемента
(1.21)
(1.21)
(1.22)(1.22)М = &Р = ^^- В
(1.22)
(1.22)
будет минимальной при выборе такого материала, который характеризуется максимальным значением удельной прочности (а^/р).
Длинный цилиндр работает на сжатие. В этом случае определяющими геометрию сечения условиями являются требования общей и местной устойчивости. А именно:
= kER ■= kER ■Откуда""磊Откуда""磊т = 2?rR&p = 2я/?/т = 2?rR&p = 2я/?/р J/лГ «2№Ер J/лГ «2№Е(1.23)(1.24)(1.25)(1.23)(1.24)(1.25)Масса цилиндра будет минимальной, если выбрать матерол, обладающий максимальным значением удельной жесткости
= kER ■
= kER ■
Откуда
""磊
Откуда
""磊
т = 2?rR&p = 2я/?/
т = 2?rR&p = 2я/?/
р J/лГ «2№Е
р J/лГ «2№Е
(1.23)
(1.24)
(1.25)
(1.23)
(1.24)
(1.25)
(4F/р).
Аналогичные соотношения можно получить, анализируя иные схемы нагружения конструкида. Сравнивая материалы по удельным характеристикам, ^юобходимо всетда учитывать влияние температуры на прочностные и жесткостные свс^ства материала (рте. 1.26). Эффективность применения материала оценивается коэффициентом 左八 ，равдым отно-
шению удельной характеристики рассматриваемото матегжала у к мат
значению этойзначению этойхарактфистики для мате{жала.характфистики для мате{жала.рассматриваемого какрассматриваемого какG" 〃/G"2 也G" 〃/G"2 也Рнс. 1.26. Влияние температурыРнс. 1.26. Влияние температурына предел прочности материала:/ — стеклопластик; 2 — боропла - стнк: 3 — сплав АМгб; 4 — сплав 1201: 5 — сплав АБМ1на предел прочности материала:/ — стеклопластик; 2 — боропла - стнк: 3 — сплав АМгб; 4 — сплав 1201: 5 — сплав АБМ1эталонный, напримф, )凰，т.е.
значению этой
значению этой
характфистики для мате{жала.
характфистики для мате{жала.
рассматриваемого как
рассматриваемого как
G" 〃/G"2 也
G" 〃/G"2 也
Рнс. 1.26. Влияние температуры
Рнс. 1.26. Влияние температуры
на предел прочности материала:
/ — стеклопластик; 2 — боропла - стнк: 3 — сплав АМгб; 4 — сплав 1201: 5 — сплав АБМ1
на предел прочности материала:
/ — стеклопластик; 2 — боропла - стнк: 3 — сплав АМгб; 4 — сплав 1201: 5 — сплав АБМ1
Ьат = %/%(1.26)
где под 7 ткишмаются удель- мат '
ная прочность, удельная жесткость пр< нентралыклл сжатии, сдвиге и т.д.
Относительно остальных требований ^юобходимо сделать следующие замечания.
Треб(жание свариваемости материалов играет определякмцую
роль, когда рассматриваются ге^етичные конструкции (топливные баки, гфметичные приборные отежи). В общем случае сва-
риваалость матфиала учитывается коэффищюггом сварного шва, равного отношению предела прочности на растяжоше материала в сварном шве 产 к пределу прочности материала вдали от шва, т.е. k = асв/а . Хороию свашваюшиеся материалы имоот k , СВ.Ш в всв.ш
близкий к 1, плохо 皿]жваюшиеся материалы характеризуются небольшим значением k . св.ш
Пластические свсмютва материалов влияют на возможность их ^пользования с целью получадая конструктивного эл&л&гга требутм формы или вызывают необходимость использования специатякж техно- жши. Например, агожжатый материал АМгбМ характ^жуется ыложи- ми пластическими свсжтвами, что позволяет использовать его для изготовледия, например, днищ топливных баков. В то же враия этот матерол обладает низким пределом текучести。° ? = 150... 160 МПа. Нагартшанный матфиал АМгбН имеет 00 2 H 280 МПа, но обладает плохими пластическими свойствами, не позволяющими изготавливать пнипа
Антикоррозионные свойства материала характеризуют его эксплуа- тащкншые свойства： стойкость в атмосферных услсжиях или в усло- шях контакта с топливш. В общем случае требуемые антикоррозионные свс^ства материала мсмуг бьпъ обеспечены нанесением гкж]лггий, спеииальжй поверхностной обработкой, что вызывает усложнение технологии изготовления конструкида и снижение ее эксплуатаиисишой надежности.
Тре&жание ни^ой стоимости материала является важным, но находящимся в определенном противоречии с другими требсжаниями, напртмф н^лсокой плотностыо материала и высокими прочностными свойствами. Дело в том, что использование лепсих и высокопрочных материалов шзывает облегчение конструкции и, как следствие, увеличоше массы полезной нагрузки или улучшение других тактико- техничесжих характеристик аппарата. Поэтому увеличение цены используаыых конструкииодных Marq»<anoB может оказать самое различное влияние на стоимость изделия или всей систаиы в ие/юм.
Остановимся на особенностях конструктивного и технологического применения нжот(^)ых материалов,
ААагниевые сплавы (р 二 1760...2000 кг/м3, Е = 4,1 ЧО10 Па, Траб《 您 °C) довольно широко применяют в ракетной и космической технике. Обладая высокими удельными прочностными и жесткостными 43
xapaKTqwcTHKaMH, хорошо свариваясь (k = 0,8 для МА2-1), СВ ♦ ш
магниетые сплавы характеризуются относительно низкой коррозионной стойкостью. Исследования показали, что покрытия, нанесеннъге по оксидной плетке, обладают высокими защитными свойствами.
В расп(ч>яжении конструкт(^)а имеется большое число литейных (МЛ5, МЛ 12ит.д. а^ = 220...230МПа), деф(^)мируемых (МА2-1, МА2и т.д. * = 250...260 МПа) сплавов, используемых для получения прессованных и штамгкжанных деталей (МА5, ВМ65-1 и т.д. о = в
=280...320 МПа). Г!卩i средней рабочей ттюратуре сплавов 125 °C можно указать жаропрочные сплавы МЛ14 и МЛ13, обладакмдае значительно болыиими рабочими температурами (Г ~
" 400...500 С).
Алюминиевые сплавы (р = 2700...2900 кг/м3, Е = 70 ГПа) составляют большую группу конструкционных матфиалов, используемых в самых различных конструкциях отсеков и агретатов ЛА.
Можно условно выделить следующие группы алюминиевых сплавов： деформируемые сплавы (АМц. АМгб. 1201, Д16, Д20, В95, АК6…), использу^ые для получения профилей, труб, листов, пр(жолоки, штампс^и, поковки и др；
литейные сплавы (АЛ2, АЛ4, ВАЛ1...);
Последние получают порсмика (материалы алюминиевых сплавовПоследние получают порсмика (материалы алюминиевых сплавовспеченные сплашл (Г = 300...550 °C), раб
Последние получают порсмика (материалы алюминиевых сплавов
Последние получают порсмика (материалы алюминиевых сплавов
путем прессования и спекания алюминиевого САП-1, -2 и т.д.) или спеканием порошка (САС-Д16, САС-В96 и т.д.).
Полученные матфиалы характфизуются в первую очередь более высокой, чем исходный матфиал, прочностью при высоких температурах. Кроме того, эти материалы хорошо свариваются и обладают высокой коррсшонной стойкостью.
Композиционные материалы на основе алюминия упрочняются волокнами (勺% &С, С, В и т.д.) или ткях>шкообразными ксжтонентами
(тугоплаысие окислы, карбиды» нитриды, бс^идн).
Прим耳х)м такого мате(жала может служить материал ВКА-1, содержащий пртмерно 50 % волокон бора (ф 100 мкм). Плотность материала р = 2650 кг/м3, при этом о о = 1000... 1200 Н/мм2, 映师2
На практике нашли применение следующие материалы:
АМгб, 1201 и 1420 - для изготовления кч^усов топливных отсеков;
Д16, Д20, В95 一 для изготовления корпусов сухих отсеков.
Следует отметить, что при криогенных температурах мсмуг бьпъ использованы сплавы АК6, Д16 до 20 К и В95 до 200 К.
Титановые сплавы (р = 4500...4800 кг/м , Е = 115... 120 ГПа) характеризуются высокой механической прочностью, теплоспжкостью (Г С 500 °C) и высокой коррозионной стойкостью. Характерной раб особенностью титановых сплавов является юшая теплопроводность, что позволяет использовать материал в конструкции “тепловых мостов”. Материал хороию сваривается (仁 山=0,95...0,97).
В то же время материал характеризуется относителыю плохими технологическими свойствами (скжншость к образованию трещин в сварных швах, низкая пластичность в холодном состоянии) и неоднородностью св^ств по направлениям.
Некоторые из титановых сплавов (ВТб кт) могут бьпъ рекомендованы в конструкции кртогеннсмх) бака.
Бериллий н бериллиевые сплавы. Пртменение бериллиевых сплавов стало возможным благодаря развитию порошковой металлургии.
Характеризуя их пртменение, следует отметить:
хс^юшую совместимость со сталями по температурнс»4y коэффициенту линейного расширения (для Be / = 9.140 6 1/К, 0丄= =12,6*10 6 1/К), хотя они и обладают некоторой анизотропией свойств；
относительно высокие механические скйства, кот(4)ые однако в значительней степени зависят от метода изгопжления заготоыси» режима термообработки;
коррозионную стойкость матфиала.
В окислительной среде на поверхности бериллия образуется окисная пленка, защищающая материал от окисления до температуры 700 С, а во влажной среде - до 600 С.
Кроме того, рассматриваемые материалы характеризуются уникальными теплофизическими свойствами (высок曲 теплоемкостью и теплопроводностью).
Применение материалов ограничено:
из-за токсичности материала (главным образом паз и пыль), что вызывает ^юобходимость создания специальных технологических процессов о^хаботки;
высоких стоимостных характеристик;
аслонности материала к хрупксжлу разрушедию и чувствительности к различным концапраторам напряжений.
На практике получила распространение кшпозиция Ве-7М (сплаыл АБМ1).
Композиционные материалы (КМ) получили широкое распространение и успешно применяются во многих отраслях машиностроения, что объясняется в(тожностью сочетания различных по своим свмютвам ксжяютентов с целью получения материала, удовлетворяющего предъявляемым требсжаниям.
Компо^пдамшый материал представляет собой объемное сочетание химически разнфэдных компонентов с четко выражаоюй границ曲 раздела. В качестве а[»<ируюших наполнителе используют угл^юдные, стеклянные, борные и сатанические волокна, кото阿е отличаются ш- сокими значениями уделык^ прочности и жесткости. Матрицей (свя- зукмадм) композиции служат полиме|№ые (фенолформальдегидные, кремнийортанические, полиэфирные, эпоксидные и полиамидные смолы) и металлические (алюминий и алюминиевые сплавы) материалы.
Орюггируя волокна в матрице различным офазом, можно получить КМ, обладающий требуемсж анизотропией свойств по направлениям, наиболее соответствукмадм напряженному состоянию в материале.
Оснсжными факторами тормозящими внедрение КМ, являются недостаточная надежность и высокая стоимость,
Снижа<ие прочностных свойств КМ связано с чувствительностью материалов к конц^праторам напряжений и склонностью к интенсивному влагопоглоцЕИЮ. Современные материалы характеризуются значительным разбросом значений прочностных характфистик, обусловленным наличием большого числа исходных ксжтонентов, несовершенством и отклсмюниями в технологии изготовления конструктивдых элементов.
Краткий анализ материалов, пртменяемых при проектировании ракетных конструкций, показывает, что в распоряжаши конструктора имеется достаточно материалов, обладающих не только высокими прочностными, жесткостными свойствами, но и рззнообразшм сочетанием теплофиа<ческих, технологических и эксплуатационных свойств.
РОЛЬ ИСПЫТАНИЙ
В ПРОЦЕССЕ СОЗДАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
Современные летателы1ые аппараты являются сложными и дорогостоящими инжедерными конструкциями, эффективность использования которых во многом определяется их надежностыо.
Обеспечение надежности в продессе создания ЛА заключается в выявлении и устранении дзтущенных при разработке причин, приводящих к отказам, а также в (^ганизаиии условий производства и ^сплуатации ЛА, которые исключили бы появление новых причин отказе». Таким образом, отказы в функционировании ЛА и его элемитов связаны с ошибками проектно-конструктс^ских разработеж, технолотии изготежления и эксплуатации.
Устраняйте ошибок и недорабопж проектно-конструкторского характера осуществляется в процессе различных испытаний агрегатов и систем, отсеков и ракетных блоков ЛА.
Экспериментальная отработка полностью собранного аппарата в ходе летно-конструкторских иатытаний (ЛКИ) является наиболее 捻формативной операцией, но и наиболее дорогостоящей. Поэтому ЛКИ дополняются болыиим объемом наземных комплексных и автономных испытаний отдельных узлов, агрегатов, отсеков ЛА. Пртчем эти испытания выполняются на всех этапах разработки конструкции и конструкторской документации.
Экспериментальные исследования и отработка конструкций имеют своей целью разработку и уточнение методик расчета, их экспериментальное подтверждение. Эти исследования обычно выполняются на моделях в широком диапазоне Базируемых параметров конструкции. Модели изготавливают в уменьшенном масштабе, конструктивно подобными натурной конструкции. Элементы, не существенные для прочности и жесткости, не воспроизводятся.
Указанные испытания нужны при ра^аботке и внедрении новых конструктивно-силсжых схем, конструкционных матфиалов, технологических процессов и т.д.
В результате экстюриментальных исследовании подтверждаются фактические характеристики и работоспособность отсеков и агрегатов. Обязательным условием при иаштаниях конструкций является обеспечение реальных услсжий заделки торцов. В экспериментальной сборке должны быть установлены все конструктивные элемента, влияющие на прочность и жесткость (приварные элементы, местные вырезы, конструктивные надстройки). Данная группа исследований включает статические и динамические испытания отдельных узлов, агретатов и отсеков, испытания ттлоизоляшюнных и теплозащитных гкжрытий.
В процессе статических испытаний:
определяют истинные значения прочностных и жесткостных характеристик с учетом всех особенностей конструкции, технологии и ма- те(малов;
подтверждают принятые в расчетах значения коэффициентов безопасности и результаты расчета напряженного состояния и жесткости
конструкции при эксплуатационных нагрузках или указывают на ошибочность используемых в конструкции узлов и агретатов ропений;
выявляют на ооювании анализа результатов разрушающих испытаний истинные причины разрушения конструктивных элементов;
выявляют в результате анализа напряженного состояния и деформации элементы и узлы недостаточной и избыточной прочности.
Динамические испытания проводят для различных конструктимых элементов с целью получения значений обобщены(曲 жесткости и коэффициентов демпфирования, прш^жи усталостной прочности, исследования поведты конструкций в условиях нестационарного нагружения.
В результате выполненн(мх)к(ж(плекса исследований уточняется конструктивное исполнение, корректируется конструкторская документация, определяются фактические значения массовых характ^)истик отсеков и агрегатов и дополняются или изменяются требсжания к пр(»<зводству.
После завершения разработки конструкторской документации продолжают экспериментальную отработку конструкций ЛА и технологии их производства. Для этого изготавливают определенное число натурных отсеков и агрегатов для прочностных испытаний, отработки технологии, протерки отдельных систем на функционирование и т.д. Задачи отработки на этом этапе те же, что и на предшествующем, но носят ксмпрольный характер (конструкторско-доводочные испытания - КДИ). По результатам КДИ вносят изм^ения в конструктс^скую документацию, корректируют характеристики отсеков и РН в целом, уточняют технологическую документацию на изготовление летных образов РН.
Летно-конструктс^ские испытания (ЛКИ) - завершающий этап создания ракеты-носителя, на котором окончательно устраняют все недс^а- ботки и уточняют тактико-технические характертстики РН. Анализ данных ЛКИ не только подтверждает правильность принятых решений и выявляет слабые места, но и оценивает резервы, заложенные на предшествующих этапах работа.
В условиях серийного производства качество изготовления конструкций обеспечивается выполна<ием требований чертежа. Однако прямой кзпроль не всегда возможен или он весыиа затруднен. Кроме того, в процессе ижгговления агрегатов и отсеков возможны скрытые дефекты в результате воздействий, не оговоренных технологическим процессом.
Поэтому для ответственных и сильно нагруженных узлов и отсеков в продессе их изготовлеия предусмотрены методы к(жтроля прочности: опрессовка каждого отсека и контрольно-выборочные испытания до разрушения узла или отсека.
Опрессовочные испытания характеризуют работоспособность конст-
рукиии без ее разрушения при нагру^е, несколько пр^ышакмцей ^сплуаташкншую р\「皿卩=(1,15...1,25) р - давление гидро- (ятрессоы<и герметичных отсеков (приборных отсеков, топливных баков).
Прт контрольно-выборочных испытаниях (КВИ) отдельные экземпляры узлов (отеков) доводятся до разрушения, поэтому при этих испытаниях можно оценить запас прочности. КВИ не являются непосредственной пров^жой прочности каждого конструктивного элемапа, но они гарантируют, W)при ста&<льном технологическом процессе коэффициент безопасности, заложенный в конструкции, будет реализован. Различают контрольно-выборочные испытания от партии, периодические и установочные.
Испытанием от партии подвергаются отдельные детали и простые сборки (болты, тяги и т.д.) от одной до нескольких иггук из партии.
Периодическим испытаниям подвергаются сравнителыю сложные конструктивные эл^ютгы (узлы, отсеки) для подтверждения стабильности технолсгического процесса во времени.
Устансжочные КВИ прсжодят в том случае, когда производство изделия возобновляется после продолжительного перерыва, после принципиальных изменений технологии и^отовления, а также если изготовление конструкции осуществляется по документации и технологическим процессам, освоенным на другом предприятии.
HATW3Mlf ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА РАКЕТУ-НОСИТЕЛЬ
КЛАССИФИКАЦИЯ И РАСЧЕТ ВНЕШНИХ НАГРУЗОК
Чтобы рассчитать отдельные элементы конструкции РН на прочность, 肥обходимо определить их нагруизие. Нагрузки, действукмцие на ракету, можно разделить на две категории: нагрузки, действующие в полете, и нагрузки, действующие при наземной эксплуатации. Расчетными для Kq>nyca носителя являются полетные нагрузки. Расчет на прочность при наземной эксплуатации РН, как правило, является пр(жерочным для исключения чреаиерных нагрузок на элементы конструкции РН при наземной эксплуатации посредством специальных мероприятий, предусматриваемых в агрегатах наземного оборуд(жания.
На активном участке полета на РН действуют： тяга двигателя Р,
Рис. 2.1. Схема сил, действующих на РН в полетеУправляющие силы создаютсяРис. 2.1. Схема сил, действующих на РН в полетеУправляющие силы создаютсяуправлякниие силы R*, % сила тяжести G, аэродинамические силы: Х@ - лобовое сопротивление и У@ - подъашая сила (рис.2.1).
Рис. 2.1. Схема сил, действующих на РН в полете
Управляющие силы создаются
Рис. 2.1. Схема сил, действующих на РН в полете
Управляющие силы создаются
Аэродинамические силы показаны в проекциях на оси ск^юстной системы координат鹤• Рм нод^ствующая аэродинамических сил приложи в центре давления РН. Тяга двигателя направлена по оси РН в стерону, противоположную направлению оси Ох связанной системы координат Оху, (^танами управления, в качестве ко
торых могут использоваться газоструйные и воздушные рули, поворотные камеры, рулевые двигатели.
Сила тяжести G направлена по вект(ч)у ускорения свободного падения и приложена в центре масс РН.
Величины рассмотренных сил определяются условиями окружакмцей среды, характфистиками РН и параметрами сто дышения.
Сила тяжести РН в процессе полета определяется по формуле
G(f) = %% -]爪力 m (/) % О
где % - начальная масса РН； т(/) - массовый расход топлива. Тяга двигателя может бьпъ рассчитана по соотношению
Р = Р。+ f*「Ph*
где Р° - тяга двигателя на уровне моря;尸@ - плоцадь выходного сечения сопла; % - атаосферное давление на уровне моря; % - атмосферюе давление на высоте ".
Аэродинамические силы определяются в основном формой РН и услсжиями ее полета: плотностью атмосферы р, скоростью движения V, углом атаки а.
П[ж исследовании динамики полета обычно рассматриваются составляющие аэродинамических сил в скоростной системе координат
УУаа
У
У
а
а
где с - коэффициент лобового сопротивления; с - производная по Ха %
углу атаки от коэффиии^гга аэродинамической подъ^нои силы; q = =#2/2 - скоростной напор； S - характерная площадь РН (обычно площадь миделева сечения корпуса).
Прт расчете используются распределенные по корпусу РН аэродинамические нагрузки. Прт этом а^юдинамическую силу разлагают по осям связанной системы координат:
х * а
У(х) = qSa
о
где х - координата расчетного сечения.
Производные Ъс^х}/Ъх и Ъс^х)/Ъх определяются расчетным путем и в дальнейшем уточняются путем продувок моделей РН в аэродинамических трубах.
В полете на РН могут действовать ветровые нагрузки. Действие ветра на РН в полете сводится к изменению величины и направления вектора ее скорости. Если составляющая скорости ветра в направлении оси % равна W, то измоюние угла атаки будет Да =
По характеру распределения все внешние силь? можно разделить на поверхностные и объемные.
К пов^)хностным силам относятся аэродинамические силы, тяга и другие силы, распределенные по поверхности ксжструкции.
Объемные или массовые силы распределены по объему аппарата. К ним относятся сила тяжести и инердюнные силы. Практически удобно ине^адюнную силу рассматривать совместно с силой тяжести, характеризуя их суммарные значения некоторым в^тором л, называемым вектором перегрузки. По величине вектор пдюгрузки равен отношению полного ускорения, которое получила бы РН вне поля земного тяготения под действием внешних поверхностных сил, к ускорению силы тяжести. Направление действия этой перегрузки противоположно направлению полного ускорения. Осевые и попдючные перетрузки центра масс РН определяются по соотношениям
XXо ло лGGПерегрузки в других точках оси РН будут отличаться отПерегрузки в других точках оси РН будут отличаться отООоо
X
X
о л
о л
G
G
Перегрузки в других точках оси РН будут отличаться от
Перегрузки в других точках оси РН будут отличаться от
О
О
о
о
дополнительными слагаемыми, обусловленными угловыми скоростями и угловыми ускорениями колебательного движения аппарата вокруг
центра масс:
ппО =лО =л
п
п
О =л
О =л
о 8х л = л + ,
где 3, § - соответственно угловая скфость и угловое ускорение; х - расстояние от центра масс РН до расчетного сечения.
Кроме перечисленных выше нагрузок прт расчете корпуса РН на прочность ^юобходимо учитывать давление (внешнее и внутреннее). Полное давление в произвольном сечении бака определяется по формуле
""над + "Л)т
где р - давление газа наддува； р - плотность к(ж<понента над
топлива; А - высота уровня жидкости над рассматриваемым сечением бака.
По характеру изменения во времени все внешние силы можно разделить на два класса： статически действующие и динамически действующие.
К первому классу относятся медленноизменяюшиеся силы. Ко второму классу быстроизменяюшиеся силы, когда время действия силы соизмеримо с периодом свободных колебаний конструкций. Прт воздействии динамических нагрузок в к^шусе РН возникают упругие колебания. Примером динамических сил является измена<ие тяги в период запуска и выключения двигателя. К числу статических сил можно отнести силу тяжести или тягу на маршев(ж< режиме работы двигательной установки, которые являются медленноменяюшимися функциями враиени. Методы расчета статического и динамического нагружты РН рассмотрены в разд. 2.2.
Силы, действующие на РН в различных условиях эксплуатации, могут бьпъ программными и случайными. Программные нагрузки соответствуют движению ракеты по номинальной траект(ч)ии, определяемой в ходе баллистического расчета, когда считается, что параметры РН и системы управления имеют номинальные значения, а параметры атмосфер соответствуют СА (стандартной атмосфере). Все те факторы, которые в ходе баллистического расчета не учитываются и вызывают отклонение действительна) движения от прснраммнст рассматриваются как возмущения. Например, к возмущающим факторам относятся ветровые воздействия и отклонения параметров РН и ее двигателей (массы РН, тяги двигателей, секундн(мх)расхода топлива и др.) от номинальных значений. Эти факторы, а также производственные погрешности вызывают появление случайных возмущакмдах сил и моментов.
В расчетах на прочность наиболее существенными случайными нагрузками являются поперечные нагрузки от действия порыва ветра.
Особое место при рассмотрении случайных воздействий занимает также анализ вибрационного нагружения конструкции РН. Учет случайной природы возмущающих воздаютвий требует использования для анализа нагружения вероятностного подхода. Прт этом подходе каждаиу значению нагрузки ставится в соответствие вероятность ее появления. В частности, для нормального закона распределения вероятность непревышения заданной нагрузки ^ определяется выражением зад
Р {N < N } = F •— ■,
задaN
где 加尺，。尺 一 соответственно математическое ожидание и среднеквад- Ратическое отклонение нагрузки ^； F*{...} - функция нфмированного нормалыкию распределения.
ВНУТРЕННИЕ СИЛОВЫЕ ФАКТОРЫ
Знание внешних нагрузок» действующих на РН, позволяет пд)ейти к определению внутретних усилий, возникающих в несущих элементах конструкции. К внутренним силовым факторам,, определяющим нагружение конструкции, относятся: продольная и поперечная силы и изгибающий момент. Методы расчета внутренних силовых факторов существенно зашюят от характера нагружения РН (статистического или динамического).
При статическом нагружении РН внутренние силовые факторы могут бьпъ получены из услоыы динамического равновесия всех сил, действующих на РН. В каждый m(wht времени система всех сил, приложенных к РН (поверхностных и объемных), находится в раыкжесии. Это оадачает, что вектор равнодействующей объемных сил равен по величине и противоположен по направлению вектору равнодействукмцей всех поверхностных сил. Это следствие принципа Даламбера позволяет просто решать задачи, связанные с расчетами на прочность РН. Действительно, выражения для внутренних силовых факторов могут бьпъ получай из услошы равновесия отсеченной части РН:
#XX
М*) = J %(*也 + J m(x}g^dx - J m(x)jx(x)dx + ДЛ^));
ооо
QJ幻=J %(x)dx + J m(x)g^dx - J m(x)j^(x}dx； о о0
XXX
QJx) = J q^x)dx + J m(x)gdx - J m(x)j^x)dx\(2.1)
о оо
My(幻=J Qy(幻dx； о
M^(幻=J Q^(幻dx;
о
где 0J幻，%(幻,где 0J幻，%(幻,%(幻-проекции распределенной поверхностной%(幻-проекции распределенной поверхностнойсилы на оси связанна системы погонная масса РН; /, g /,силы на оси связанна системы погонная масса РН; /, g /,координат % % % m(幻- 〃 ％ 厶-проекции ускорениякоординат % % % m(幻- 〃 ％ 厶-проекции ускорения
где 0J幻，%(幻,
где 0J幻，%(幻,
%(幻-проекции распределенной поверхностной
%(幻-проекции распределенной поверхностной
силы на оси связанна системы погонная масса РН; /, g /,
силы на оси связанна системы погонная масса РН; /, g /,
координат % % % m(幻- 〃 ％ 厶-проекции ускорения
координат % % % m(幻- 〃 ％ 厶-проекции ускорения
силы тяжести и полнсмч? ускорения на оси связанна системы координат О*, Оу О/ AN(幻-дополнительное осевое усилие, обуслжлен. ное избыточным газсжым давлением вдутри отсека.
Проекции полного ускорения 〃 /^ и /^ в общ* случае мсмуг бьпъ ылражены через ускорение центра масс и угловое ускорение РН
4 =乙 Ц.м4 =乙 Ц.м♦ (В + ^2)(х-幻;ц.м♦ (В + ^2)(х-幻;ц.м
4 =乙 Ц.м
4 =乙 Ц.м
♦ (В + ^2)(х-幻;
ц.м
♦ (В + ^2)(х-幻;
ц.м
乙=乙U. J叱J幻；
L = L * J(x - x),
Z Z ц.м ц.м
где & 屮 一 соответственно углы тангажа и шскания ракеты； х ,
ц.м
х - расстоявде от теоретической вершины соответственно до центра масс и расчетного сечения ракеты.
Заметим, что при х ~ I значения внутренних силовых факторов должны равняться нулю, так как конин ракеты-носителя при ее движении по TpaeKTqw остаются свободными.
При проведении расчетов выражения для внутренних силовых факторов, как правило, приводят к виду
Mx) = N (х) + N (х) - Ар S(x)；
а, X м, Xнад
Q产=Qa（产+ Q&产
Qz⑺=Qa, Z⑺ + Q“ 产，
где " , Q , Q - соответственно продольные и поперечные ^верхностные силы; N , Q , Q - продольные и поперечьые весовые силы, причем
X
" r = g川灯制х也；
О
Qm.厂〕sn^m^dx-
О
X
Q 「gn(x)m(x)dx;
0
S(x) - площадь миделева сечения коотуса в сечении х； Др - над избыточное газовое давление внутри отсека в том же сечении корпуса.
Типичная эпюра осевых сил для РН с ЖДР представлена на рис. 2.2. Как видно из ртсунка, в 出чении 6-6 эпюра имеет скачок на величину тяги Р. Кроме того, скачки наблюдаются в районе распорных шпангоутов задних днищ. Это объясняется тем» что ютливо не скреплено с оболочке^ бака и осевые усилия от давления жидкости воспринимаются задними днищами. На ртсунке пунктиром показана также эпюра с учетом разгрузки стенок баков за счет давления наддува (AN = р FJ.
над О
На ртс.2.3 показаны эпюры перерезывающих сил и изгибающих моментов двухступенчатого РН с ЖРД. При построении эдпор необходимо о^эашать внимание на выполнение граничных условий. Например, в случае приложения управляющей силы % на конце РН должны выполняться равенства
Q = % А4 = 0.
Кроме того, максимум (минимум) изгибающего момента должен соыидать с нулевым значением перерезывающей силы.
Динамическое нагружение РН возникает в определенные отрезки времени, характеризующиеся воздействием тех или иных возмущающих фактс^хж. Так, продольные колебания вызываются быстрыми изменениями осевой нагрузки, такими, например, как нарастание или спад тяги двигателя, нагрузками при разделении ступеней и т.д. В полете изгибные колебания могут бьпъ вызваны атмосферной турбулентностью, толчками при разделении ступеней, автоколебаниями системы управле- 56
Hd 8=dox 9 XMnlolA9.LJe3Irao.u<¥OM хх^29ю n * Ун。XHmolBaFlmadaddu edome ・E・a ・э|ш
£ 9OEH8工星 xnmsDQn8£n §^-
- 1-sqHh'dduou &£eXGSJB£ § vWzw 3Hh8dduou HDHHBUdUSDd
7》。x--OJJDE s°Dy"'皆H EOHHahoEopad3 召 工d2DH KDyashnNDHodco HDHqUD工doH
口貝 J Hd K5 MIJA X38QO 12CA -M-w -as
E7 立-ипз X-OJJDZ EO D工刍d~DH S^X^OEO^&S
碧三三三三三三一=三飞 =57ли"&良。sxs^oos 包UJXU 吕 §qqo首£ EO DM缥SDH §^§ EDHLra28d50d
ния и рядом других факторов. Поэтому в дальнейшем при анализе динамического нагружения будем предполагать, что в какой-то момент времени f = % на РН подействовало динамическое возмущение. При этом статические нагрузки, имевшие место к моменту появления динамического нагружения, будут определять некоторые начальные условия при динамическом расчете. 口卩 действии динамических нагруз(ж в корпусе РН возникают упругие колебания. При прочностных расчетах о&)1чно рассматривают продольные и поперечные колебания РН. Проана- лиа<руем каждое из них в отдельности.
Ураыюние, описывающее гкмюречные колебания конструкции корпуса РН, как известно, можно представить в виде
(2.2)(2.2)J- EJ(x) + m(x) = %(爲 f);
(2.2)
(2.2)
Эх2 Эх2а产工
при граничных условиях (х » 0; х = Z)
务Н6计，学卜。；
И начальных условиях
з(х, 0) = з(х)； 3’(爲 0) = V0(x).
Прт решении задачи будем считать, что внешняя поверхностная нагрузка %(爲 力 не зависит от упругой деформации конструкции РН. Поэтому в дальнейшем величина %(*,，) может бьпъ разбита на две составляющие：/
%(爲 0 = %(*・ 0 + %(*，力，(2.3)
где % (爲 0 - статическая поверхностная погонная нагрузка; ^(х, f) - поверхностная попжная нагрузка, действующая на РН в процессе динамического воздействия.
□гласно принятому выше допущению внешние нагрузки, входящие в % и % могут бьпъ найдены, исходя из рассмотрения движения РН как абсолютно твердого тела. Остановимся теперь кратко на начальных и граничных условиях. Граничные условия характеризуют равенство нулю на концах свободной балки изгибающих моментов и перерезывающих сил.
Начальное смещение 屮⑺ (рис.2.4) будет определяться статическим прогибом, обусловленным инерционными силами и нагрузкой % (爲 0. а величина %(*)
Рнс. 2.4. Система координат, принятая прн анализе упругих колебаний корпуса РНРнс. 2.4. Система координат, принятая прн анализе упругих колебаний корпуса РНхарактеризует скорость движения РН как твфцого тела в началы{ый момент времени:
Рнс. 2.4. Система координат, принятая прн анализе упругих колебаний корпуса РН
Рнс. 2.4. Система координат, принятая прн анализе упругих колебаний корпуса РН
3)”做)+小"
где 办⑴-характеризует собственное движение центра масс РН, а %(%)(* - % J 一 поворот вокруг центра масс.
Будем искать решение задачи в ваде
з(х, о = u(xt f) ♦ u(xt О,
где “[(X, f) = з(Х[) + %(f) + %(f)(x - % M)； «2U. 0 -
решение, отвечающее уравнению
при нулевых начальных и граничных условиях.
Покажем, иго общее решение и^ + , будет отвечать исходному уравнению и требуемым начальным и граничным условиям. Подставим решение а^ + а^ в уравнение (2.2)
* 小(幻—;—=0[(х，f) + qAxt f)・ /12
Отсюда, учитывая условие (2.4), получим
+m(幻г- = 0/爲0.+m(幻г- = 0/爲0.
+m(幻г- = 0/爲0.
+m(幻г- = 0/爲0.
илиили计⑺卧计⑺卧+ 小⑴ % + /(*-%/]=支(爲')•+ 小⑴ % + /(*-%/]=支(爲')•
или
или
计⑺卧
计⑺卧
+ 小⑴ % + /(*-%/]=支(爲')•
+ 小⑴ % + /(*-%/]=支(爲')•
Интегрируя» найд*
EJM ^^- = j j {%(爲 f) - m(x)以 + ax о о
♦ ^(х - / м> dxdx - М^ J*).(2.5)
Таким образом, мы пришли к уравн^ию изогнутой оси корпуса, которое согласно условию удовлетворяется для функции 夕(х) при нулевых граничных условиях. Очевидно, функция и^х^, /) будет удовлетворять также начальным условиям
“J爲 0)=夕⑺；〃；(х, 0) = V0(x).
Таким образом, решение з(х, /) = 〃Jx, /) + 〃Jk /) удовлетворяет уравнению (2.2) и требуемым граничным и начальным условиям. Следовательно, задача динамического расчета свелась к решению уравнения
при нулевых начальных и граничных условиях.
Решение рассмотренного уравнения может быть получено методом разделения переменных, согласно которому значение ‘(х, 0 представляется в виде
W:产5
где X (х) - собственные функции, являющиеся решениями уравн«<ий
при граничных услшшх (х = 0; х^ = /)
/х (X)/х (X)=0.=0.(2.7)(2.7)
/х (X)
/х (X)
=0.
=0.
(2.7)
(2.7)
汇⑴ + 2ft/；(f) +汇⑴ + 2ft/；(f) +(0 = "“《),(0 = "“《),Функции времени S“(0 должны удовлетв(ч>ять диффервщиальнсиму уравнению
汇⑴ + 2ft/；(f) +
汇⑴ + 2ft/；(f) +
(0 = "“《),
(0 = "“《),
(2.8)
/ %(х, f)X“(x)必/
где Н 3 п обобщенная сила, М = m(x)X%>dx -
Л МnJ л
по
обобщо{ная масса; ft - коэффициент демпфирования.
Значения з〃，при которых краевая задача (2.7) имеет решение, называются собственными значениями. Заметим, что собственное значение з〃 = 0 соответствует движению РН как твердого тела. Таким образом, с учетом свободного движения решение уравнения (2.6) можно представить в виде
“2（х，° = %«）+ 厶⑺（X "」+
+ S XMSlt). (2.9) л= 1
В соотношении (2.9) первое слагаемое характеризует движение Центра масс РН, а второе - поворот вокруг центра масс. Зная решение уравнения (2.9), можно определить внутренние силовые факторы, возникающие в сечениях РН.
Можно указать два метода вычисления этих условий: метод перемещений и метод перегрузок. Согласно пе)жому методу силовые факторы в пеперечных сечениях определяются через деформацию по известным Формулам
M(x,力=ЕЦх)M(x,力=ЕЦх)/з(х, /)/з(х, /)
M(x,力=ЕЦх)
M(x,力=ЕЦх)
/з(х, /)
/з(х, /)
⑵Ю)
~ 八 ам(х, />
28
М(爲 f) = Е〃х) ^£L + 工 X^x)S^)EJ(x).(2.11)
Далее, учитывая соотношаше (2.5), получим
mх, " 小门ё也叫⑺S*.(2.⑵
л= 1
Суть метода перорузок состоит в раздельном вычисломи статических и динамических усилий. Так, проинтегрирхвав уравнение (2.2), получим следующие выражения для внутренних силовых факторе»:
2
Q(爲 f) = Q (爲力-[m(x) а з(；"也;
5! a产
(2.13)
Э/2Э/2М(к 0 = %(爲 /) - J J m(x) 0 0
Э/2
Э/2
где
Q^a, /) = J 先(爲 /) dx\ 0
%(爲 f) = ] dx ] %(x‘ /) dr. 00
Подставляя в полученные выражения соотношения (2.3; 2.9), имеем 62
Q(x, 0 = J %(k t)dx + J q^x, t)dx - 00
-[m^ [吟 f(X F &M)] dx- 0
J m(x) [ £(/) + B)(x - % M)J 必-
(2.14)(2.14)
(2.14)
(2.14)
X0о
-[mix) I S X.("之⑴]dx; 0
М(к /) = J Q(x, f) dx・ 0
Очедидно, что величина
f {-伽幻t坛+仆 F/1 +支(爲‘)}A=Qs 1 о
характеризует перфезывающую силу, вызванную статическим нагруже- нием %(х, /). В привычном виде ее можно записать так:
QCT I = J [ %(х, 0 -小(褊,(X,力]dx, ОI
гае л (х, /)4гае л (х, /)4%%перегруака,перегруака,обусжжлетнаяобусжжлетная
гае л (х, /)4
гае л (х, /)4
%
%
перегруака,
перегруака,
обусжжлетная
обусжжлетная
^действиетл статической нагрузки gjx, /).
Аналогично может бьпъ определена перерезывающая сила, вызваннаяАналогично может бьпъ определена перерезывающая сила, вызванная(2.15)(2.15)(2.16)(2.16)
Аналогично может бьпъ определена перерезывающая сила, вызванная
Аналогично может бьпъ определена перерезывающая сила, вызванная
(2.15)
(2.15)
(2.16)
(2.16)
нагружением %(к /) прн рассмотрении РН как твердото тела
QCT 2 = J [ %(爲"-т(х%~(爲 °)也
О2
где
%")♦(Х-%м 叫⑺
Таким образом, окончательно получим
Q(K f) = Q -[血幻 E X总 dx；ст JЛ Л I
СЛ« 1J
ООX X U dx,I л= 1ООX X U dx,I л= 14…2・4…2・
ОО
X X U dx,
I л= 1
ОО
X X U dx,
I л= 1
4…2・
4…2・
М(х, /) = % - J dx J m(x) О О
где
Q=Q +Q ； М = "ст ст 1 ст 2 ст
Рассуждения, аналогичные приведенным выше, можно использовать и для описания продольных колебаний конструкции ракеты.
23 АНАЛИЗ ДИНАМИЧЕСКОГО НАГРУЖЕНИЯ КОНСТРУКЦИИ РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
Динамическое нагружение во многих случаях определяет потребную несущую способность элементов конструкции РН. Это приводит к необходимости проведения динамических расчетов при действии быстро изменяющихся нагрузок.
Как уже указывалось, колебательные режимы в конструкции могут возникать: при наземной эксплуатации и предстартсжой подготовке, при запуске и выключении двигателя, действии ветровой нагрузки, при возникнсжении автоколебательных режимов, разделении ступеней, при акустических воздействиях и в других случаях.
Рнс. 2.5. Результаты исследования нагрузок при летных испытаниях ракеты 'Сатурн-1 В":
Q — конфигурация ракеты "Сатурн-18"; 6 — измеренные изгибающие моменты в плоскости рыскания в месте расположения крестовины; в — профиль ветра в плоскости рыскания при запуске
При запуске двигателя необходимо учитывать увеличение сжимающих усилий в к（^）пусе РН, вызванное возникновением продольных колебаний. При выключали двигателя динамическая нагрузка по модулю не преыллает статических сжимающих усилий и не представляет большой опасности для элементов конструкции, работающих на сжатие. Однако растягивающие динамические нагрузки могут оказаться расчетными для болтовых соединений, используемых в стыковочных узлах корпуса РН.
При действии ветровой нагрузки в конструкияи РН возникают изгибные колебания» которые могут определять несущую способность корпуса РН. Это утверждение подтверждается результатами летных испытаний ракеты-носителя "СатурнТВ", представленными на рис.2.5. Изгибные колебания необходимо учитывать также при разделении сгу- 3-908 65
пеней, особенно для РН пакетной схемы, автоколебательных режимах движения РН и в процессе его наземной эксплуатапии.
Для удобства расчета динамический характер нагруж^ия учитывается введением коэффициента динамичности. Коэффиииогг динамичности показывает во сколько раз внутренние силовые факторы, возникакмпие при динамическом нагружении, больше, чем при статическом. В частности, согласно соотношениям (2.16) получим
(2.17)(2.17)
(2.17)
(2.17)
Тяги при запуске двигателяТяги при запуске двигателя
Тяги при запуске двигателя
Тяги при запуске двигателя
Значение коэффициента динамичности позволяет достаточно просто (й®ивать динамические нагрузки по известным статическим нагрузкам. Однако в общем случае оценка коэффициента динамичности по соотношениям (2.17) оказывается сложной задачей. Тем не менее в ряде случаев удается получить достаточно простые расчетные сотно- шения. В частности, при расчете фермы двигательной установки коэффициент динамичности при старте может бьпъ оцоюн по соотношению
⑵⑻
где Г - период собственных колебаний систш двигатель - ферма;
-ц)шя выхода двигателя на режим.
При выводе соотношения (2.18) предполагалось, что характер изменения внешней нагрузки имеет вид, представленный на рис. 2.6.
Достаточно простое соотношение для оценки коэффищютга динамичности получается в случае, когда внешняя нагрузка является гармонической функцией.
В дальнейшем решим поставленную задачу, предположив, что обобщенная
сила "/»)，входящая в урашюние (2.8), может бьпъ представленав видесила "/»)，входящая в урашюние (2.8), может бьпъ представленав виде勺力=『*.л勺力=『*.лПри сделанном предстаылъ в видеПри сделанном предстаылъ в видепредположаши ранение уравнения (2.8) можнопредположаши ранение уравнения (2.8) можноS* =S* =44гдегдеtge =tge =W2)2 + 4A2JW2)2 + 4A2J2出22з-зл2出22з-злПри статическом нагружении силой 1/М〃 решение систаиы запишетсяПри статическом нагружении силой 1/М〃 решение систаиы запишется> —anorf = A sinu)/.ст Д4 2стЛ Л> —anorf = A sinu)/.ст Д4 2стЛ ЛТаким образом, коэффициент динамичности, показывакиций, во сколько раз амплитудное значение реакции конструкции при динамическом нагружении превышает статическое, будет равенТаким образом, коэффициент динамичности, показывакиций, во сколько раз амплитудное значение реакции конструкции при динамическом нагружении превышает статическое, будет равен(2.19)(2.19)
сила "/»)，входящая в урашюние (2.8), может бьпъ представлена
в виде
сила "/»)，входящая в урашюние (2.8), может бьпъ представлена
в виде
勺力=『*.л
勺力=『*.л
При сделанном предстаылъ в виде
При сделанном предстаылъ в виде
предположаши ранение уравнения (2.8) можно
предположаши ранение уравнения (2.8) можно
S* =
S* =
4
4
где
где
tge =
tge =
W2)2 + 4A2J
W2)2 + 4A2J
2出
22
з-з
л
2出
22
з-з
л
При статическом нагружении силой 1/М〃 решение систаиы запишется
При статическом нагружении силой 1/М〃 решение систаиы запишется
> —anorf = A sinu)/.
ст Д4 2ст
Л Л
> —anorf = A sinu)/.
ст Д4 2ст
Л Л
Таким образом, коэффициент динамичности, показывакиций, во сколько раз амплитудное значение реакции конструкции при динамическом нагружении превышает статическое, будет равен
Таким образом, коэффициент динамичности, показывакиций, во сколько раз амплитудное значение реакции конструкции при динамическом нагружении превышает статическое, будет равен
(2.19)
(2.19)
С учетом (2•⑼ получим
⑵20)⑵20)4")= %V
⑵20)
⑵20)
Заметим, что в соотнапении (2.19) коэффициетг демпфирования °бычно выражают ч^)ез логарифмический декремогг затухания 5：
-амплитуды колебаний i-го цикла и-амплитуды колебаний i-го цикла и
-амплитуды колебаний i-го цикла и
-амплитуды колебаний i-го цикла и
(2.21)
последукнцему за ним.
Логарифмический декреметг затухания характеризует гашение колебаний в конструкияи корпуса за счет внутреннего трения, соударения в зазорах и других факторов.
Для металлических конструкций коэффициент 6 изменяется в диапазоне 0,05... 0,15.
С учетом (2.21) выражение для коэффициента динамичности примет вид
Характер изменения коэффициента динамичности от з〃 для различных 扌 представлен на рис.2.7. Из графика видно, что для уменьшения динамической реакции конструкции необходимо либо увеличивать коэффициент демпфирования системы, либо уходить от резонансной частоты путем мероприятий проектно-конструкторского характера.
Полученные результаты могут бьпъ использованы для оценки работоспособности элемаггов конструкции и приборов, подвешенных к кор-
Рмс.2.7. Изменение коэффициента динамичности в зависимости от
относительной частоты вынужденных колебаний
Рис. 2.8. Расчетная схема системы с одной степенью свободы
пусу РН. При этом динамическое воздействие на рассматриваемые элементы вызывается перемещением опорных узлов.
Расчетная схема, соответствующая этому нагружению, представлена на рис.2.8. Движение массы т описывается дифференциальным уравнением
т(у s) ky су = 0t(2.22)
где s(f) - перемещение осн(жания относительно некоторой системы координат; g(f) - перемещение массы относительно основания; k - коэффициент пропорциональности между силой сопротивления и скоростью; с - жесткость пружины.
口岡 записи уравнения предполагалось, что сопротивление движению пропордюнально скорости.
С учетом введенных ранее обозначашй уравнение (2.22) можно представить в виде
g + 2йд + 30g = - s.
где 3。= J 糸 -частота собственных колебаний системы без демпфирования.
Предполагая, что основание движется по гармоническшу закону, получим
s = AoSinT；
s = - A^Psixu^.
Согласно результатам, полученным по фсрмуле (2.20), амплитуда вынужденных колебаний будет равна
44УУ=q=q22(2.23)(2.23)гдегде
4
4
У
У
=q
=q
2
2
(2.23)
(2.23)
где
где
Соответственно для ускорения груза получим
⑵24)⑵24)Ау = %”•
⑵24)
⑵24)
Подход, аналогичный представленному выше, может быть использован также для оценки вынуждашых колебаний балок, вызванных дви- жалием опор, flpi этом каждшу тону колебаний балки можно поставить в соответствие эквивалентную одномассовую систему (см. рис.2.8), имеющую собственную частоту колебаний, и приведенную массу, отвечающую 左-му тону колебаний. При прнближашых расчетах, как правило, ограничиваются рассмотрением первого тона колебаний.
К балочной расчетной схеме можно свести нагружение отдельных элементе® и отсексж РН. Например» антенну космического аппарата в сложенном состоянии можно рассматривать как балку на подвижном оежжании. При этом собственно для балки колебания будут гкхюреч- ными, хотя они могут быть вызваны движинем опор, задаваемыми продольными колебаниями, соответствующими рассматриваемому сечению корпуса аппарата. В этом случае амплитуду колебаний балки, соответствующую k-й форме колебаний, можно записать в виде
% = ”(*，” =唄 *4% = ”(*，” =唄 *4,(2.25),(2.25)
% = ”(*，” =唄 *4
% = ”(*，” =唄 *4
,(2.25)
,(2.25)
где ”(х)_ собствтия форма колебаний, соотвегствуюшдя А-му тону; з& - частота k-го тока колебаний; 4。- амплитуда колебаний сечения корпуса аппарата.
Соответственно для иаъбающего момента получим
4 = EJ唯叫%
где J - момент инерции площади поперечного сечения балки.
В дальнейшем воспользуемся полученным результатом для оценки динамического нагруж^шя корпуса космичесюто。аппарата. Последний можно рассматривать как кукольную балку на подвижной опоре, соответствующей стыку аппарата с РН.
Предполагая, что опора ссжермпает гармонические колебания, сотласно (2.24), (2.25) получим
勺=屮*)7叫="(x)7g勺=屮*)7叫="(x)7g
勺=屮*)7叫="(x)7g
勺=屮*)7叫="(x)7g
!7ie Ад - амплитудное значение ускорения, соответствующее Аму тшу колебаний; ”⑺-собственная форма k-ro тона колебаний; 几2 - амплитудное значение перегрузки в месте стыка с носителем; з - круговая частота колебаний основания; з& — собственная частота k-ro тона колебаний космического аппарата.
Ограничившись первым тоном колебаний и рассматривая точку приведошя в центре масс космическото аппарата (w(x J 二 D, получим
П = п^{. ⑵ 26)
В общем случае аппарат может иметь статическую перегрузку ,, возникшую до начала динамическото воздвютвия. Тогда суммарная перегрузка центра масс будет равна
% = % + 位「
Подход, рассмотренный выше, может быть использован для анализа вибронагружения элементов конструкции ракеты-носителя. Как известно, для РН основными источниками вибрации являются двигатель и атмосферная турбулентность. Вибрации действуют в широком диапазоне частот от нуля до пяти тысяч герц. Поэтому коэффищютг динамичности элементе® конструкции при действии вибрационной нагрузки будет всегда принимать максимальное ашчение, соответствующее резонансной частоте 3g
При этом согласно (2.26) вибрационные nq)erpy3KH груза % будут равны
л =(з/,
в о в к
где л (з&) - вибрационная перегрузка кортуса в месте крепления Туза, соответствующая резонансной частоте.
Характер изменения продольной виброперегрузки по частоте может быть аппроксимирован зависимостью
Г .0,46
%(з)= О'35 (方)•
Таким образом, при больших частотах перегрузки могут быть очень большими. Тем не менее они, как правило, не приводят к разрушению конструкции ввиду малости перемещений. Действительно, при гармонических колебаниях амплитуда колебаний элементов может быть оценена согласно (2.23) по соотношению
Отсюда видно, что при больших частотах перемещения, а следовательно, и напряжения будут малы. Однако возникающие напряжения будут иметь знакопеременный характер, что требует учета снижения механических свойств материала за счет усталостных явлений. В этом случае механические свойства материала должны оцениваться по усталостным кривым для числа циклов, рассчитываемого по соотношению
где Г -叩емя воздействия вибрационного нагружвшя.
ТЕПЛОВОЕ НАГРУЖЕНИЕ КОРПУСА
Влияние теплового нагружения на конструкцию летательных аппаратов может проявляться через изменение механических, теплофизических свойств конструкционных материалов и в появлении дополнительных систем (теплозащитные покрытия, системы терморегулирования), которые обеспечивают работоспособность конструкции отсека и аппарата в целом. В зависимости от степени указанного влияния принимаемые решения могут быть различными.
Величина теплового потока, подводимого из окружающей среды и определяющего тепловое состояние конструктивного элемогга (поле температуры в объеме элемогга), зависит от параметров внешнего потока (厶-температуры, & - давления, и^ - скорости) и характера взаимодействия газового потока и обтекаемой им поверхности отсека. При движении аппарата в атмосфере внешний газовый пот(ж тормозится вблизи обтекаемой поверхности, температура его повышается и становится значительно выше температуры поверхности
состояние донного экрана (или ПОТОК в критической точке ГОЛОВНО-состояние донного экрана (или ПОТОК в критической точке ГОЛОВНО-защиты) определяется конвек- го обтекателя
состояние донного экрана (или ПОТОК в критической точке ГОЛОВНО-
состояние донного экрана (или ПОТОК в критической точке ГОЛОВНО-
тивными тепловыми потоками аг внешней газов(й q)eAu и излучением
струи газа, истекающей из сопла.
Соотношения конвективного нагрева
Конвективный тепловой поток в практических расчетах определяется формулой Ньютона, которая при скоростях полета, когда хийш- ческие реакции (и в первую очередь диссоциация молекул воздуха) отсутствуют, имеет вид
「•С/ (2.27)
где а* - коэффициетг теплообмена» Офеделяемый при некоторой температуре 7* и зависящий от режима течения газа в пограничном слое; % - температура поверхности; 丁广=% + г(Г^ - Т^ - температура
восстановления.
С учетом зависимостей
06 2c 66 6
температура восстановления будет равна 2
(7 - I >М
T=T.…一2
⑵28)⑵28)Г о/ .
⑵28)
⑵28)
”，％, M§ - температура, скорость и число Маха на внешней границе пограничного слоя; % - талпература затфможенного потока； 7 = =c/Cq - отношение средних значений удельных теплоемкостей для интервала температур (Г - Г_); R = R/M - газовая постоянная (R - универсальная газовая постоянная； М - молекулярная масса газа).
Теоретическими и экспериментальными исследованиями псжазано, что коэффициент восстановления при ламинарном и турбулентном режимах течения отределяется через критерий Правдтля:
4 Рг - ламинарный режим;
Рг - турбулентный режим.
Для воздуха критерий Рг изменяется от 0,75 (при низких температурах) до 0,65 (при высоких температурах). Для практических расчетов рекомендуется использовать среднее значение числа Прандтля и соответственно г^ = 0,85 и г^ = 0,90; индексы лит соответствуют ламинарнсйчу и турбулентному режимам течдаия.
При больших скоростях полета и высоких температурах газового потока термодинамические параметры и кинетические коэффициенты газа будут зависеть от температуры и изменяться по толщине пограничного слоя. Это влияние можно учесть, если расчет ” по уравнению (2.27) вести по определяющей температуре 7*, т.е. учесть
г = г* =『Л，а = % 二夕厶)，(2.29)
где
Г = 0,5(Г * Г) + 0,22(Г - Г ). ♦ g bг о
При расчете величины критерия Прандтля (Рг =吟/入)можно воспользоваться следующими прнближеннымн соотношениями:
коэффициент теплоемкости при постоянном давлении
Тд = 288 К, с晔=1005 Дж/(кг*К);
коэффициент динамической вязкости
[Р]П л = 0,76, Гет = 288 К, ОО
(2.30)(2.30)д = 1,79-ю'5 Н-с/м2;
(2.30)
(2.30)
теплопроводность
J = f к = 0,85, 7 = 261 К. X = 23,2 Вт/(м К).
入 I 7 J88
ООоо
口岡 температурах выше 2000 К (скорость полета М^ > 5…7), когда газ начинает диссоциировать, указанные характерютики являются функцией не только температуры, но и давления. В этих усло- Ы1ях конвастивный тепловой поток следует определять по уравнению
(2.31)
тфиведенный коэффициент теплопередачи.
-энтальпия восстансж--энтальпия восстансж-температуры Гф; { = {卩температуры Гф; { = {卩заююяший от режима течения газа в пеираничнсж! слое и определяющий
-энтальпия восстансж-
-энтальпия восстансж-
температуры Гф; { = {卩
температуры Гф; { = {卩
ления;厶-энтальпия газа при т^пературе стенки 7@; J§ - энтальпия газа на внешней границе пограничного слоя (при темпфатуре Г^).
Используемая при расчетах отределяюшая температура 7* находится
(2.32)(2.32)из известной определяющей энтальпии 厶:0,5% +修・°24 一抬
(2.32)
(2.32)
и с учекж< свяа< J = 〃р, Г), а именно:
1065 7 прн 7 < 1300 К;
/ =5
11065 7 + [1414 - 31,81п(р10 )](Г - 1300) при Г < 2000 К.
Ue / измеряется в Дж/кг, р - в Па, 7 - в К.
Основная проблема при расчете конвективното теплового потока
заключается в определении коэффициента теплообмена а* (или а*), величина которого зависит от высота, и скфости полета, формы и размере» обтекаемой поверхности, положения расчетной точки на поверхности, режима течения в пограничном слое.
Коэффициент теплообмена в некоторой точке поверхности равен
⑵33)⑵33)
⑵33)
⑵33)
а приведошый коэффици^п* теплообмаи
% = *1 ■?" ^ 3(*'(2.34)
I Рг
где 勺=W -—— —— - коэффициент, учийяваюший сжимаемость газа; РГд - число Прандтля при температуре %
В соотношениях (2.33) и (2.34) коэффициент трения с他 определяется по температуре 7g и зависит от режима течения, а именно:
0,664/《R^g - для ламинарного слоя
%=0 2(2.35)
0,0592/Re^'- для турбулентного пограничного
слоя
где кр^трш Рейнольдса
R% = У— •(2.36)
% - плотность газа в точке х при температуре поверхности %
Оютношения (2.34)... (2.36) справедливы для безградиентного течения, т.е. когда рассматривается обтекание пластины. Этими же соотноша{иями можно воспользоваться для расчета обтекания тела произвольной формы, если ввести понятие эффективной длины х и
эфф
определить критерий Re соотнапением
电 %
(2.37)(2.37)где
(2.37)
(2.37)
一 длина плоской пластины, на котс^юй при обтаонии ее тгоком с постоянными по длине параметрами р§ и % нарастает такой же пограничный слой, как и на длине х рассматриваемого тела с переменными параметрами % и %;
О 一 плоское течение;
€ = ■
.1 - осесимметричное течение.
Оютношение для х можно несколько упростить, используя эфф
уравнение состояния газа р = рЛГ и предполагая, что % по псжерхности не изменяется, а именно:
(2.38)
Таким образом, зная распределение давления р§(х) и асорости %(х) на внешней границе пограничното слоя по повфхности тела, можно отределить х и значение а* или а*.
Использование в составе ЛА отсеков ферменной конструкции приводит к нарушению непрерывности обтекания отсеков (рис.2.10). В этом случае отсек предыдущего РБ будет находиться в спутной струе, образующейся при срыве потока. Расчет тепловых нагрузок к боксжой поверхности таких отсеков представляет большие трудности и характеризуется значительными погрешностями. Достоверные результаты Зут быть получены эксперимоггальным путем.
Рис. 2.10. Особенности обтекання РН:/ — граница струи газа; 2 —入-образный скачок уплотнения; 3 — застойная зона; 4 — косые скачки уплотненияРис. 2.10. Особенности обтекання РН:/ — граница струи газа; 2 —入-образный скачок уплотнения; 3 — застойная зона; 4 — косые скачки уплотнения
Рис. 2.10. Особенности обтекання РН:
/ — граница струи газа; 2 —入-образный скачок уплотнения; 3 — застойная зона; 4 — косые скачки уплотнения
Рис. 2.10. Особенности обтекання РН:
/ — граница струи газа; 2 —入-образный скачок уплотнения; 3 — застойная зона; 4 — косые скачки уплотнения
Нагрев в донной области
Достаточно сложная картина нагрева имеет место для элементов к(мютрукиии, располагаемых в донной области (напримф, на днище отсека в плоскости С, см. рис.2.10).
При обтекании корм(жой части в угловой точке или на некотс^ом расстоянии от нее происходит отрыв гкираничного слоя с возникно- 入-образного скачка уплотнения 2 (в первом приближали его можно рассматривать как косш скачок). Между струей продуктов сгорания (/ - условная граница струи) и ото(жавшимся от псжерхности отсека ЛА газовым потоком образуется застойная зона (3) с системой возвратных течений. На некотс^юм расстоянии от донного среза происходит слипание потоков с образованием косых скачков уплотнения 4. Температура 7〃 и давление р〃 в застойной зше определяются не только параметрами внешнего потока и струи из сопла, но и интенсивностью натекания газа через донный экран, который, как правило, выполняется негерметичным.
Основные особенности поля течения в дшной области и тепловые нагрузки на донный экран проанализируем на щмшере РН “Сатурн-5\ двигательная устансжка которого состоит из пяти двигателей. Донный экран расположен на расстоянии 5,8 м выше выходного сечовад сопел. В течение начального периода работы ДУ (до высоты Я * 6 км) за счет эжектирующего эффекта истекающих струй давление на экране 78
рнс. 2.11. Нагрузки, действующие на донную защиту
остается ниже атаосферного (рис.2.11, а). В этот период полета на днище действует главным образом радиационный тепловой поток от факелов отдельных двигателе (см. рис.2.11, 6).
После достижтад некоторой достаточно большой высоты ("》9 км) в результате расширения и взаимодействия струй возникает возвратное течение низкоэнергетическа! части выхлопных газов по направлению к экрану. Давлааде газа в донной области возрастает, усиливается конвективный нагрев. Такого рода конвективный нагрев имеет место с момента возникновения возвратного течения и до окшчания работы ДУ, хотя его величина уменьшается в процессе подъема РН. Следует также отаетить, что на высоте свыше 25 км сильно расширенная струя вызывает отрыв пограничного слоя на кормовой части боковой поверхности хвостового отсека.
Таким о^эазом, тепловые нагрузки для элементе» конструкции донного экрана и теплозащиты определяются течением газа в донной области и излучением высокотемпературн(и{ струи, истекающей из сопла.
РАСЧЕТНЬЕ СЛУЧАИ НАГРУЖЕНИЯ.
ПОНЯТИЕ О КОЭФФИЦИЕНТЕ БЕЗОПАСНОСТИ
В полете и при наземной эксплуатации корпус РН нагружается комбинацией д^ствуюших сил и моментов. Расчет корпуса на прочность производят для наиболее опасного сочетания действуквдих на него нагрузок. Момент появления наиболее опасна! с точки зрешя прочности комбинации нагрузок называется расчетным случаем.
В настоящее время для определения расчетных случаев нагружения, используются методы доминирующей и условной нагрузок.
Сущность первого метода состоит в том, что в качестве расчетного рассматривается напряженное состояние конструкции от комбинированного возд@ствия всех внешних нагрузок в те моменты» когда одна из составляющих нагрузок достигает своего наибольшего значения.
Этот метод прост, однако имеет ряд недостатков. Во-первых, он не учитывает влияния нагрева на несущую оюсобность конструкции, во-вт(ч)ых, не выявляет при комбинированном действди нагрузок наибольшего пртведенного напряжения в конструкции.
Свободным от указанных недостатков является метод условной нагрузки. Сущность этсих) метода сосютт в том, что в качестве расчетного рассматривается случай нагружения конструкции в тот мслвент времени, когда своего наибольшего значения достигает некоторая фиктивная (условная) нагрузка. Величина этой услсжной нагрузки учитывает как ко^инированное воздействие внешних сил, так и зависимость несущей способности конструкции от ее температур.
Эффект ажместното действия продольного усилия, изгибающего момента и избыточного давления на оболочку Kqxiyca РН можно приближенно щенить величиной жвивалентного усилия..
Для сухих отсеков эквивалентное усилие (мзределяют по соотношению
N = N ± , (2.39) экв К
где ^ 一 суммарная осевая сила в данном сечедии (сжимающая - со знаком минус, растягивающая - со знаком плюс); At - суммарный изгибающий момент； R — радиус корпуса РН.
Эквивалентное усилие характерно тем, что напряжения сжатия в сечениях корпуса от этой силы равны суммарным напряжетиям от действия осевого усилия и изгибающего момента. Эквивалентное усилие для топливных отсеков РН определяется с учетом разгружения отсека давлением наддува
^ = N ±弊+ Р万成 экв К над
Гидростатическое давление, определяющее окружные напряжения в обечайке баков, рассчитывается по формуле
Р = Рд* п晟ph.
Эквивалентное усилие и гидростатическое давление являются опреде- лякядами нагруаоми для расчета обечайки баков.
В общем случае изменение несущей сгюсобности корпуса РН вследствие нагрева можно учесть соответствующей корректирсжкой величины жвивалентного усилия, введя некоторый поправочный коэффициент 風7)：
(2.40)(2.40)^= ^ k(T).
(2.40)
(2.40)
усл экв
Например, если разрушение происходит вследствие уменьшения прочности мате卩1ала, то поправочный коэффициент равен отношению предела прочности, соответствующего нормальной температуре, к пределу прочности при повышенной температуре.
При использовании метода условных нагрузок строят для заранее намеченных сечений корпуса кривые условных усилий по времени
полета. Моменты времени с наибольшими значениями этих усилий и (ятределяют расчетные случаи для рассматриваемых сечений. Место расположения расчетных сечений определяется конструкцией анализируемого отсека.
Для мнетих частей каютрукиии РН можно на основе накопленного опыта выделить некоторое смраниченное число случаев нагружения, сод^жаших искшый расчетный случай. Тем самым можно значительно сократить объем проектировочных расчетов. К числу оснсжных расчетных случаев относятся следующие: старт РН; максимум скоростного напора q , максимум осевой перегрузки л , максимум попереч- ной перегрузки л^ максимум гидростатического давления, разде- ле<ие ступеней и т.д.
Следует помнить, что отсеки ракетных блоков испытывают нагружение не только в полете, но и в процессе производства, при транспортировке. Причем по интенсивности оно может бьпъ соизм可имо с нагружением в полете. Так, транспортировочные перегрузки достигают значений 2...4.
При выборе расчетных случаев анализируются все ситуации нагру- жашя, но при этом необходимо иметь в виду, что нагружаше в полете, на активном участке функционирования должно определять облик конструкции. Этапы технологических испытаний, предстартовой подготовки и наземной эксплуатаида следует анализировать на предмет определения допустимых величин нагрузок и схемы нагружения, установления режимов эксплуатации. В отдельных случаях оказывается, что кзютруктивное решение выбирается на основании нагрузок при испытании (гидроопрессовке).
Основная трудность проведения расчетов по прочности состоит в согласовании расчетных данных с фактическими. Фактические значения внутренних усилий в элементах конструкции и несущая способность отсеков РН являются случайными функциями или случайными величинами. Поэтому вопрос оца1ки прочности должен рассматриваться с вероятностной точки зрения. Оценка прочности должна сводиться к получению гарантии того, что за время эксплуатаида РН предельное °℃?051101€ ни разу не будет превышено. В детерминированных расчетах
такая гарантия обеспечивается введением коэффиццвгга безопасности /• Под коэффициентом безопасности понимают число, большее 1, на которое следует помножить величину эксплуатационной нагрузки『 чтобы получить расчетную нагрузку №:
城=N.
Эксплуатационную нагрузку определяют по результатам баллистических, а^одинамических и других расчетов.
Расчетные нагрузки используются в дальнейшем для проведения прочностных расчетов.
Таким образом, конструкция рассчитывается на действие увели'юн- ных нагрузок. Эго заведомое увеличение нагрузок за счет введения коэффициента безопасности сводится в основдом к компенсации:
несоответствия между детерминированной формой представления результатов расчета на прочность и случайным характером фактических значений внутренних усилий и несущей спосо&юсти конструкции;
отклонения расчетной схемы и условий нафужения РН от действительных.
Коэффициент безопасности устанавливается на основании опыта эксплуатации. Понятно, что волевое назначение коэффициентов безопасности для вновь создаваемых РН может привести как к избытку потребной несущей способности» так и, наоборот, к снижению надежности конструкции.
Естественно, невыгодно создавать конструкции с большими значениями f: они будут иметь слишком большую массу. В то же время при заниженных значениях f возможно разрушение элементов конструкции в реальных условиях эксплуатации. При нс^)мировании величины коэффициента безопасности учитывается назначт1е конструкции, требуемый уровень надежности, безопасности эксплуатаида, характф нагружения» физическая природа нагрузки, продолжительность эксплуатации, способ изготовления и ряд других факторов.
Так, для конструкций с многократным (повторным) нагружением назначается больший по величине коэффициент безопасности. Для деталей резьбовых соединений коэффициент f назначается увеличенным щлшерно в 1,25 раза с целью повышения их работоспосо&юсти по сравнению со стыкуемыми элементами.
При проектировании деталей, изготавливаемых литьем, коэффициент / увеличивают в 1,25...1,4 раза. При использовании прогрессивных способов литья (наприм可，точное литье) и организации качественного капроля отливок такое завышение f не требуется.
При выб(^)е значения коэффициента безопасности для сжатых элементов пршимаются во внимание факторы технологического характ^>а, влияющие на несущую способность конструкции (отклонения формы оболочки от теоретического контура, местные нессжершенства, связанные с продессом изгоджления сварных швов и т.д.).
Г л а в а 3
КОНСТРУИРОВАНИЕ ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
Топливные отсеки служат для размещения компонентов топлива и в то же время при несуща% схеме составляют большую часть корпуса ра- кегы-носителя. В связи с этим это, с одной стороны, сложнейшие агрегаты, призванные обеспечивать надежную работу двигательной установки, а с другой - корпус аппарата, кото^млй, являясь материальной основой РН, обеспечивает ее функционирование как одного целого, определяет конструктивное исполнаше и надежность работы систем и агрегате». Как агрегаты двигательной установки баки оснащены большим числом внугрибаксжых устройств, обеспечивающих нормальное функционирование двигательной установки.
КЛАССИФИКАЦИЯ ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
В ракетно-космической технике существует большое разноофазие конструктивных схем топливных отсеков, которые можно классифицировать по ряду прснаксж.
По конструктивно-силовой cx^ie принято различать два основных типа топливдых отсексж: с несущими баками (рис.3.1, а) и с подвесными баками (см. рис.3.1, б).
Рис. 3.2. Моноблочные О н многобло<шые б топливные отсекиРис. 3.2. Моноблочные О н многобло<шые б топливные отсекиНаходят применение также топливные баки, которые по конструктивно-силовой схеме занимают прсмлежуточное положение между несущими и подвесными (см. рис.3.1, в). Они сконструированы таким образом, что только часть их конструкции включена в силовую схему кц)пуса РН.
Рис. 3.2. Моноблочные О н многобло<шые б топливные отсеки
Рис. 3.2. Моноблочные О н многобло<шые б топливные отсеки
В зависимости от компоновочной схемы РН принято различать многоблочные и моноблочные топливные отсеки. Моноблочные отсеки (рис.3.2, а) могут
иметь как раздельные баки сжислителя и горючего, соединенные проставкой (промежуточным отсеком), так и баки, имеющие общее (промежуточное) днище. Но в обоих случаях они существуют на всех этапах жизненного цикла - от сборки на заводе до завершения функционирования - как один конструктивный бак. По такой схеме выполнены практически все топливные отсеки РН небольшой грузоюдъемности, а также топливные отсеки 2-й и 3-й ступеней ракеты-носителя сверхбольшой грузоподъемности "Сатурн・5”.
Мнах)блочные топливные отсеки встречаются в основном в РН большой грузоподъемности (см. рис.3.2, 6).
Большое разнообразие топливных баков по фермам во многом определяется требованиями кемкмювки топливных отсеке® в составе РН. Для нижних ступеней с большим запасом тотлива обычно удлинение разгонных блежов больше, чем для верхних, что предопределяет цилиндрические баки (иногда возможны коничесжие, реже сферические). Для верхних блоке® характерно небольшое удлинение и поэтому в ком- понежке используются такие формы, как тор, сфера ^чечевица** и т.д.
С целью лучшего использ(жания объема РН применяются не только топливные отсеки с промежуточными (совмещ«1ными) днищами, а также баки со сложными фермами днищ, в которых двигатель как бы **утоп- лен” в баке.
В зависимости от конструктивного исполнения принято различать гладкие и подкрепленные баки. Основным силовым элементом гладкого бака является оболочка, берущая на себя все внешние усилия, а также давление наддува и гидростатическое давлтю. Такое исполнение
характерно для баксж верхних ступеней, подвесных баксж, баков двигательных установок с вытеснительной системой подачи, т.е. для баков, в которых преобладающими являются растягивающие нагрузки. В баках с подкрепленными оболочками для увеличения сопротивляемости сжимающим нафузкам предусматривается дополнительный силовой набор в виде стрингеров, промежуточных шпангоутсж и т.д. Целесообразность использования подкрепления, в частности, стенок несущих баков тем больше, чем больше погонные сжимающие усилия, которые как правило, увеличиваются в многоступенчатых РН от верхних сту・ neieft к нижней.
32 ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
В конструктивно-силовую схему баков входят: обечайка, днище, шпангоуты и узлы крепления. Обечайки представляют собой тшкостен- ную оболочку, которая по необходимости подкрепляется силовым набором. Подкрепленные оболочки могут иметь продольный набор в виде стрингеров и (или) поперечный набор в виде шпангоутов.
Возможно также подкрепление оболочки продольно-поперечным силовым набором. Одной из наиболее распространенных разновидностей такой конструкции, выполненной как единое целое, является вафельная конструкция.
Основным силовым элементом является оболочка» будь это стенки бака или днище. Характерной особенностью оболочки как силового элемента является высокая эффективность при безмоментном нагружении, особенно если нагружение приводит к растягивающим напряжениям. В этом случае механические свойства материала используются полностью. При сжатии оболочки потеря ее работоспособности наступает, как правило, при напряжениях, существенно меньших предельных (определяемых соответствующими механическими свойствами материала) из-за местной или общей потери устойчивости. Совершенство конструкции в этом случае определяется отношением критического напряжения к предельному, в частности к пределу текучести 2，и чем оно больше, тем больше используются механические свойства материала, тем меньше при прочих равных условиях потребуется конструкционного материала.
К значительному снижению массовой эффективности оболочечных конструкций приводит появление в них изгибных напряжений, причина- которых является целый ряд обстоятельств. Действительно, сама
по себе оболочка существовать не может. Как составную часть конструкции РН ее необходимо соединить со смежными отсеками, транспортировать как отдельный отсв< или в составе РН, крепить к ней элементы других систем и т.д. В результате возникают сосредоточенные нагрузки, а они, как известно, порождают изгибные напряжения. Причинами появления изгибных напряжедий может быть как сама ффма оболочки, так и. наличие конструктивных особенностей, вызывающих нарушение сплошности оболочки (люк - лаз, отверстия под клапаны и Т.Д.).
Изгибные напряжения при yiw развиваются только в малой сжрест- ности от зсж возмущения безмомоггного состояния и достаточно быстро затухают по мере удаления от них. Для усиления оболочки в этих местах предусматриваются различные местные усиления (шпангоуты, накладки и т.д.).
Приведенные соображения объясняют стремление конструкторов к тонкостенным конструкциям, в которых в результате действия внешних нагрузок имеют место растягивающие напряжения с минимальным числом локальных нагрузок, вырезов и т.п. Этому способствует тот факт, что практически во всех элементах подвесных баксж преобладают растягивающие напряжения (исключения будут рассмотрены ниже). Кроме того, в баках двигательных установок с вытеснительн^ подачей растягивающие силы, порождаемые давлением наддува, значительно превышают сжимакмиие осевые силы, а в баках верхних ступеней даже при турбонасосной системе питания из-за малых сжимающих осевых сил также могут преобладать растягивающие силы давления наддува.
Для того чтобы избежать сжимающих напряжений в цилиндрических и конических баках, сознательно идут на увеличение давления наддува (по сраыюнию с давлением, необходимым для обеспечения работы насосов турбонасосных агрегатов), разгружая таким образом конструкцию от сжимающих сил. Однако при этом увеличиваются кольцевые напряжения ,определяемые суммарным избыточным давлением, и такая мера может (жазаться неэффективной. Замечено, что увеличение давления тем менее эффективно, чем больше диаметр бака. В частности, для баксж первых ступеней это наблюдается, начиная уже с диаметров, равных 2 м.
□римфами баксж гладкой конструкции могут служить баки боксжых блоке® ракеты-носителя ”Восток”，а также баки американской ракеты “Атлас - Центач)и.
Гладкие конструкции могут быть эффективными и при незначительных сжимающих напряжениях. Однако по мере увеличения результирующей погонной сжимающей нагрузки все более эффективными становятся подкрепленные к(»ютрукиии. П1^<мером баксж, подкрепленных попе-
речным силовым набором (шпангоутами), может бьпъ бак окислителя 2-й ступени ракеты-носителя "Восток”. Бак стрингерной конструкции реализ(жан на 2-й ступени американской ракеты-носителя "Титан”， цилиндрическая стенка которой состоит из двадцати панелей, каждая из которых с внутренней стороны имеет Т-образные стрингеры. Баки вафельной конструкции применены для верхних ступеней американских ракет-носителей “Сатурн-5”.
При формировании конструктивно-силовой схемы необходимо учитывать весь к(ииплекс требований, изложенных в гл. ], о&одх для РН. Кроме того, имеется ряд требований, характерных только для топливных баксж, в частности, по герметичности, а некоторые из упомянутых ранее требований имеют по отношению к бакам некоторую специфику (по коррозийной стойкости, эксплуатационные).
Герметичность топливных баков необходима для исключения потери работоспособности ракеты-носителя, вызванной наличием утечки ком- понеггов топлива, так как при превышении ее некоторого уровня возможны пожар, взрыв, загаз(жанность смежных отсеков и сжружающей среды и т.д. (более подробно см. в гл. 5).
Требования по герметичности на отдельные элементы бака и их соединения формируются, ориентируясь как на требования по герметичности бака в целом, так и на особенности смежных с элементами полостей, а также на технологию изготовления и контроля этих элементов и соединений. В свою очередь, требования по герметичности определяют технологию изготовления и капроля, а главное 一 конструктивное исполнение элементов топливного бака и их соединений.
Основными направлениями обеспечения высокой герметичности являются: использование в ютливных отсеках преимущественно сварных соединений; применение автоматической сва[жи： тщательный контроль проката, используемого для изготовления конструкции с целью отбраковки листов с внутренними дефектами; использование многобарьерных уплотнений и т.д.
Требсжание коррозийной стойкости является наиболее важным для топливных баксж, находящихся в заправленном состоянии длительное вр^мя, так как ракетные топлива обычно являются агрессивными. Для Удовлегвфения этого требования необходимо выбирать конструкщюн- ньй мат^)иал химически пассивный по отношению к конкретному к(жто- ^нту Для предотвращения коррозии используются также различные nOKfMJTHH.
Удобство в эксплуатации оказывает влияние на решения, принимае- ^^ на протяжении всего процесса создания топливного отсека, начи-
ная с компоновки в составе ракеты-носителя на ранних этапах проектирования. В частности, габаритные размер топливных отсеков определяются условиями транспортировки. Наиболее характерным в этом опкипении является ограничение на диаметр бака из условия перевозки железнодорожным транспортом. Условия транспортировки являются также одним из расчетных случаев. Добавим к этому, что иногда с учетом условий транспортировки в конструкции топливных баксж предусматривают промежуточные шпангоуты, специальные узлы крепления.
Хорошей иллюстрацией влияния условий эксплуатации на конструктивно-силовую схему топливного бака является расчет подвесного топливного сферического бака на условия его заправки тснтливом. В этом случае в экватокальной зоне бака в процессе заправки действуют сжимаюцще напряжения до тех пор, пока уровень компонента топлива не превысит в нем некоторую высоту. Эти напряжения оказываются расчетными для определенного пояса бака, в котором они и определяют потребную толщину оболочки. От условий эксплуатации за- мгсит расположение на топливном баке ряда элементов пневмогидросистемы: заправочно-сливных клапанов, дренажно-предо4>анительных клапанов, датчиков систем заправки, одновременного опорожнения баков и т.д. В частности, для большинства пар компонентов необходимо разносить места расположения точек заправки с целью безопасности процесса заправки.
Особое место занимают технологические требования. Им подчинены выбор конструкционного материала, конструктивное исполнение силовых элементов, форм баков и его элементов, а также появление дополнительных элементов к(»ютрукции и т.д. В частности, подавляющее число топливных баков иэтотавливается из алюминиевого сплава АМгб, отличающегося с технологической точки зрения хорошей сва|жвае- мостью. Проведение сборочно-монтажных работ внутри бака предполагает наличие такого технологического узла бака, как люк - лаз, являющегося, по существу, излишним с точки зрения функционирования РН и, кроме того, дополнительным источником снижения надежности, в частности, по герметичности.
Другим примером может бьпъ связь между освоенностью базовым заводом методов химического фрезерования вафельных оболочек и принятие решения об использовании таких оболочек в конструкции. В отношении влияния технологии на принятие решений по формам следует указать на стремление к простым формам (цилиндр, конус, сфера). В Частности, именно из-за простоты изготовления сферических оболочек зачастую отдается предпочтение сферическим или чечевицеобразным бакам, сферическим днищам в цилиндрических баках вместо более легких и компактных эллиптических. На практике стараются использовать
оснастку для одного радиуса днища вместо более рациональных (по крттерию массы) днищ с разными радиусами.
Принятие решения по выбору конструктивно-сил(жои схемы для конкретного бака и параметров его силовых элементов требует тщательного численного анализа, являющегося, по существу, проектировочным расчетом конструкции.
Исходными данными для такого расчета являются:
Геометрические характеристики бака, включая радиусы обечаек и днищ, длину обечайки, углы и размеры конической части конуса и т.д.
График изменения давления наддува по времени. На графиках должны быть представлены минимальные и максимальные рабочие давления наддува и давления начала и полного отк]^ггия ДПК (др^ажно- предохранительного клапана).
Внешние нафузки, а также силы от ДУ и других агрегатов в случае крепления их на днище.
Коэффициенты безопасности для всех видов нагрузок и различных расчетных случаев.
График расхода каипонента по времени для емкостей, т.е. кривая изменения высоты столба над нижней точкой бака, откуда вычисляется высота столба жидкости для расчетных точек.
График изменения темп^)атуры различных точек конструкции по 昨 мени.
Изменение механических свойств о , и。& н Е по температуре. Данные по механическим свойствам основного материала и сварного соединения.
Опрессовочное давление в емкости. Для бака отрессовочное давление определяется максимальным эксплуатационным давлением (с учетом давления гидростатики).
В этом перечне следует выделить группу факторов (пп. 2…6), определяющих нагрузку на конструкцию, являющихся функциями 叩мени, при этом в общем случае независимых друг от друга. Это приводит к отределенным затруднениям при выборе расчетного случая. Выделить один расчетный случай в большинстве случаев затруднительно и поэтому приходится рассматривать несколько. Кроме ^ого, для различных элеметгов топливного бака и даже различных Частей одного и того же элемента расчетные случаи могут бьпъ Различны.
Для упрощения анализа расчетных случаев можно воспольз(жаться подятием определяющая нагрузка. Определяющей принято называть на* ^Узку, от величины которой в первую очередь зависит силовая схема
и конструктивные особенности отсека. Следует иметь в ваду, что для некоторых отсеков таких нагрузок может оказаться несколько.
Для оснсжных форм баков в качестве определякмних принимают эквивалентную сжимающую силу, давление наддува и гидростатическое давление.
Кроме того, участки обечайки, находящиеся над зеркалом жидкости, могут испытывать интенсивный а^одинамическии нагрев. В связи с этим необходимо отдельно проводить расчет этих участков с учетом снижения механических характеристик материалов при повышении температуры.
Чтобы упростить выбор расчетных случаев на ранних этапах разработки, рекомендуется ориентироваться на моменты времени, соответствующие наибольшим значениям скоростного напора, тяги двигательной установки, перегрузок, величины гидростатического давления и температуры конструкции.
Кроме полетных случаев необходимо рассматривать случаи транспортировки РН или отсжа в горизонтальном положении, а также случай действия ветровых нагрузок на старте и в другие моменты эксплуатации, связанные с болыиими механическими нагрузками.
Для обечаек несущих верхних баков последних ступеней расчетным случаем обычно бывают моменты времени, соответствукмцие концу работы двигателей предыдущих ступеней. При этом нижняя часть бака испытывает максимальную нагрузку от гидростатического давления, так как бак полностью заполнен. Для верхней части расчетным случаем может быть конец работы двигателей рассматриваемой ступени, когда температура стенки достигает максимального значения. Для обечаек нижнего бака первой ступени расчетным случаем обычно является старт РН, когда она полностью заправлена. В этом случае, как и в предыдущем, нижнее сечение испытывает максимальную нагружу от гидростатического давления. Кроме того, расчетным может бьпъ момент окончания работы двигателей, когда максимального значения достигает сжимакмцая сила.
Для верхних днищ расчетным случаем, как правило, является максимальная температура (предполагается, что давление наддува остается в процессе полета постоянным). Для нижних днищ расчетным случаем является максимальное гидростатическое давление, что для верхних баков соответствует концу работы двигателей предыдущей ступени, а для нижних, как правило, - старт ракеты-носителя. Кроме того, для нижнего бака нагрузка на днище может &пъ максимальной при запуске двигателей за счет динамической нагрузки, которая может превышать статическую в 1,3 и более раз.
Для подвесных баков расчетным случаем для обечаж и нижних дниш
Рнс. 3.3. Характерный вид расслоенных и суммарных эпюр осевых сил и моментов и распределения температур: р — давление окружающей среды; р — давление наддува анад
практически всегда будет начало работы двигателей (для первой ступени) и конец работы двигателей предыдущих ступеней (для верхних ступеней). Для верхних днищ расчетным будет случай, соответствующий максимальной температуре. В некоторых случаях для баксж расчетным случаем может быть опрессовка.
Информация о нагрузках во всех расчетных случаях представляется» как правило, в виде эпюр, характерный вид которых представлен на рис.3.3.•
Следует отметить, что характер нагружения на различные элементы в зависимости от их форм индивидуален, в связи с чем носит индивидуальный характер и подход к их расчету. Поэтому, переходя к 睜，будем рассматривать их приметггельно к конкретным формам баков.
Цнливдрическне н ксжические топливные баки
Цилиндрические топливные баки, как отмечалось выше, являются ^более широко распространенными в РН, особенно на нижних ступе- ^-也 верхних ступенях для улучшения аэродинамических характе-
ристик РН иногда используют баки в форме усеченного конуса. Основными силовыми элементами таких баков являются: обечайки, днище, стыковочные шпангоуты. При этом в зависимости от характера и величины действующих сил обечайки могут бшъ гладкими или подкрепленными (промежуточными шпангоутами - кольцами и стрингерами). При этом элементы подкрепления, как было указано выше, могут блъ выполнены заодно с обечайкой.
Обечайка. Выбор конструктивно-силовой схемы обечайки определяется знаком и величиной действующих нагрузок. Если на стедки бака действуют растягивающие усилия, то это предопределяет гладкостенную конструкцию. Для несущих баков при этом выполняется условие
II < р я/?2.(3.1)
I К I над
Гладкостенная конструкция может бьпъ эффектиыюй и при относительно небольших сжимающих усилиях:
I N - Fl > 3・(3.2)
Проектировочный расчет гладкой обечайки сводится к определению ее толщины. При этом в зависимости от характера нагружения и соотношения растягивающих и сжимающих усилий толщина обечайки может определяться из условия прочности или из условия устойчивости, т.е. в общем случае
6 = max (6,6 ).(3.3)
пр уст
Определение толищны из условия прочности
Для получения расчетной зависимости от толщины обечайки используем формулы безмоментной теории
р9 р Л/Р
0P = 嘰亚一+при 0р < 0:
1262irR8 У 1
цилиндрической
(3.4)
< =
26
^э
э к вр 、
■ + ―— при а. > 2я/?3 у 1
0;
(3.5)
р 0r =
2
9
где р-
над
+ / )R гидр
эксплуатащк^ное
(3.6)
из&ггочное давление наддува в
расчетном случае;片映=力：映-расчетное из&лточное давление наддува; f - коэффициент безопасности; Л/^ 二 N - расчетная
эквивалентная осевая сила;эквивалентная осевая сила;R - радиус бака;R - радиус бака;* =加图n* =加图n
эквивалентная осевая сила;
эквивалентная осевая сила;
R - радиус бака;
R - радиус бака;
* =加图n
* =加图n
Для случая о： < 0, что соответствует условию 卜 - ^^- | > > 乙映7r”，давление наддува принимается равным эксплуэтащюнному.
а осевая сила - расчетной. При этом реализуются наиболее тяжелые
-Г|<принимается-Г|<принимаетсяусловия работы конструкции отсека.
-Г|<
принимается
-Г|<
принимается
Для случая о： > 0, что соответствует условию 卜 < Рнад”"，113 ^х *е соо^)ажений давление наддува
равным расчетному, а осевая сила - эксплуатационной.
При определении «皿 по фч)муле (2.39) можно получить два
значения： одно со знаком минус перед М, а второе со знаком плюс, т.е. в первом случае изгибакмций момент способствует увеличению продольной сжимающей нагрузки, а во втором - снижению. Поэтому, ксгда более неблагоприятное нагружение (увеличение напряжения) вызывает сжимающая продольная нагрузка, как это имеет место в формуле (3.4), то при определении ^ перед слагаемым 2M/R
следует ставить знак минус, а когда сжимающая нагружа снимает результирующее нагружение, как это имеет место в фч)му』е (3.5), то следует ставить знак плюс. При этом необходимо помнить, что саму величину продольной силы ^ в фс^муле (2.39) следует брать со своим знаком, т.е. с минусом, если она сжимающая, и с плюсом, если она растягивающая.
Работоспособность топливного отсека определяется эквивалентными напряжениями, рассчитываемыми по фс^мулам
°L = 4 + I 4 I при 4 < о；(3.7)
°：кв = 4叩н °： > °-(3.8)
Приравнивая выражения (3.7) и (3.8) предельным напряжениям о闻 н разродая полученные соотношения относительно 6 , получим
(3.9)(3.9)(/ + к )R
(3.9)
(3.9)
y气「一咿小。.(3.10)
Для конической обечайки формулы (3.9) и (3.10) будут представлены в следующем ввде:
I р9 R № I
I 22 я/? J над гндр X
8 прт о^ < 0; (3.11)
пр乙1
次 + d )R
8 = —^——гндрJ— при(^ > 0,(3.12)
прО/cosa 1
где R — радиус конической обечайки в рассматриват»! сечении
(рис.3.4); a - угол полураствора конуса.
Здесь рассмотрены только простейшие формы обечаек. Но даже для них толщина, если рассчитывать ее по приведенным выше формулам, должна бьпъ переменной. Однако из-за сложностей в изготовлении обечав< переменной толщины их изготовляют с постоянной толщиной
Рис. 3.5. Изменение толщины цилиндрической обечайки по длинеРис. 3.5. Изменение толщины цилиндрической обечайки по длинеРис. 3.4. Основные геометрические пара - метры бака
Рис. 3.5. Изменение толщины цилиндрической обечайки по длине
Рис. 3.5. Изменение толщины цилиндрической обечайки по длине
(но максимальной). В некоторых случаях обечайки возможно облегчить, как это показано на рис. 3.5. Наиболее простым способом облегчения обечайки цилиндрического бака является использование для баков большой длины листов разной толщины (см. рис.3.5). Штриховой линией на этом рисунке показана толщина, выбранная в соответствии с линейными изменениями гидростатического давления столба компонента. Такой подход был реализован в конструкциях бака <жис- лителя 2-й ступени РН "Восток”，в котором толщина обечайки из алюминиевого сплава изменяется от 1,5 мм в верхней части до 3,5 мм в нижней части и бака американской РН "Атлас”, в котором толщина обечайки из коррозионно-стойкой стали изменяется от 0,25 до 1,1 мм.
Для гладкой обечайки при выполнении условия (3.1) на этсми проектировочный расчет заканчивается. Пфед конструктором далее стоит задача: так подобрать толщины листов из существующего сортамента, чтобы обеспечить изготовление конструкции с минимальным излишком массы.
Если же выполняется условие (3.2), то необходимо определить толщину обечайки из условия устойчивости.
Определение толи^ны обечайки из условия устойчивости
При расчете толщины обечайки из условия устойчивости в качестве допустимого напряжения рассматривают критическое напряжение сжатия с учетом одновременного действия внутреннего давления:
。 二左 Е 3 - для нилиндоческой обечайки;(3.13)
кр р R
о - k Е к— - для конической обечайки.(3.14)
Значение коэффициентаЗначение коэффициентаРнс. 3.6. Графики зависимости коэффициента 卜卩 для гладких оболочек под действием осевой силы и внутреннего давления от величины параметра рРнс. 3.6. Графики зависимости коэффициента 卜卩 для гладких оболочек под действием осевой силы и внутреннего давления от величины параметра ркр Р
Значение коэффициента
Значение коэффициента
Рнс. 3.6. Графики зависимости коэффициента 卜卩 для гладких оболочек под действием осевой силы и внутреннего давления от величины параметра р
Рнс. 3.6. Графики зависимости коэффициента 卜卩 для гладких оболочек под действием осевой силы и внутреннего давления от величины параметра р
колеблется в достаточно ши
роких пределах и зависит от множества факторов и в пер- вую очередь от величины •^^вления наддува и отноше- 晒 6/R (рис. 3.6). Как Miho из графиков, с увели- Унием ^ f- [ f- ]2 - ^размерный параметр давле- ^) коэффициент вначале
начиная снаблюдаетсяначиная снаблюдаетсянекоторого значения давления его снижение. Величина этогонекоторого значения давления его снижение. Величина этогоувеличивается, а затем, 丁= 83-Ю'6 [ |-],
начиная с
наблюдается
начиная с
наблюдается
некоторого значения давления его снижение. Величина этого
некоторого значения давления его снижение. Величина этого
коэффициента до начала его снижения определяется из соотношения
(3.15)(3.15)% = % + 0,265 J； , % = 18.
(3.15)
(3.15)
Это соотношение справедливо для р《0,8; в противнш случае
k = fc + 0,24.(3•⑹
Условие работоспособности обечайки бака по устойчивости можно тфедставить в виде
2戒32戒3Отсюда получимОтсюда получим(4д(4д(3.18)(3.18)
2戒3
2戒3
Отсюда получим
Отсюда получим
(4д
(4д
(3.18)
(3.18)
Л 2,5 + RN/MГДе " 2 . 制/m-Л 2,5 + RN/MГДе " 2 . 制/m-
Л 2,5 + RN/M
ГДе " 2 . 制/m-
Л 2,5 + RN/M
ГДе " 2 . 制/m-
(3.19)
При определении (产 ) необходимо учитывать действде изгибаю- экв сж
щего момента. Это может быть сделано с помшцью коэффишютга 0 в
соотношении
(3.20)
Следует отметить блапифиятное воздействие увеличения давления
наддува на снижение М* , что часто используется на практике.
Рис. 3.7. Графики изменения толщины гладкой цилиндрической обечайки в зависимости от величины давления наддува:
R = 2 м, О , = 380 МПа, Е = 71000 МПа
Рис. 3.8. Цилиндрическая гладкая обечайка
По данным, приведенным на рис.3.7» можно судить о наличии для каждого значения погонной сжимающей силы N = М /2яЛ величины ос
давления, приводящего к минимальной толщине обечайки, а следовательно, и ее массы. На этом рисунке отмечена также величина технологической толщины» ограничивающей эти зависимости снизу.
Параметры обечайки, полученные из проектировочного расчета, являются основш для выбора полуфафиката в виде листов из имеющихся на данном предприятии. При выборе толщины листа необходимо учитывать, что механические свойства основного материала в около- шовной зсже независимо от термической обработки после сварки ухудшаются. Это учитывается щ)и расчетах коэффициента сварного шва
в
屮=св.ш ；屮 н 0,8...о,95.(3.21)
В
В соответствии с этим толщина обечайки в районе сварного шва Фис.3.8) должна быть пропорционально увеличена, т.е.
%?5/中・(3.22)
5е S - толщина обечайки, рассчитанная без учета ослабления.
Область утолщения а обычно принимается равной 20...25 мм.
Таким образом, толщина исходного листа должна полностью пре- ^счетную. Чтобы исключить полученный избыток массы, в 4-90897
Рис. 3.9. Подготовка листа под сваркуРис. 3.9. Подготовка листа под сваркудальнейшем поверхность листа подвергают химическому травлению до требуемой толщины за исключением полосы утолщения по периметру под сварку (рис.3.9).
Рис. 3.9. Подготовка листа под сварку
Рис. 3.9. Подготовка листа под сварку
эквэквНеобходимо иметь в виду, что при расчете запаса прочности по формуле
экв
экв
для получения гарантированного результата в формулах (3.4)...(3.6) вместо 6
подставляется 6 . , т.е. минимально возможная толщина выбранного пмп
для обечайки листа (из каталаз). Запас прочности необходимо оценивать как для основного материала, так и для сварного шва.
эквэквКроме того, из условия недопустимости остаточных деформаций при эксплутаиионных нагрузках необходимо определить запас прочности, ориентируясь на предел текучести。。勿，т.е.
экв
экв
(3.24)
Эквивалентные эксплуатационные напряжения определяются также по формулам (3.4)...(3.8), в которых все силовые факторы эксплуатационные. Из двух значений коэффициентов запаса прочности, рассчитываемых по формулам (3.23) и (3.24), принимается наименьший.
Расчет по ффмуле (3.24) представляется особенно важным для элементов конструкций, у которых предел текучести значительно меныие предела прочности, как, например у отожженного сплава АМгб.
Запас устойчивости определяется отношением
力=• (3.25)
уст ар
Одним из основных показателей совернпенства конструктивного исполнения является соотнзпение запасов прочности и устойчивости, определяемых по формулам (3.23), (3.24) и (3.25), а также то, насколько они отличаются от единицу. Существенное превышение запаса прочности 力 по сравнению с запасом успжчивости i?仃 свидетель-
ствует о нерациональности гладкой конструкции и необходимости перехода к подкрепленным конструкциям.
Рассмотрим некоторые из используемых на практике подходов к ш- 6q)y параметров вафельных и подкрепленных кольц^ыми ребрами обечаек.
Применение вафельных обечаек в циливдрнеских и конических баках позволяет уменьшить массу конструкции по сравнашю с гладкой в 1,5. • .2 раза, что достигается в оснсжном за счет более рационального размещашя материала в такой обечайке и благодаря меныиа! чувствительности к геометрическим и технологическим несовф- шенствам.
Вафелы1ые обечайки изготавливаются штамповкой, химическим травлением, механическим и электроимпульсным фрезерованием. От способа и точности изготовления существенно зависит их совершенство по массе. В yiw смысле наиболее эффективными по критерию массы, как правило, являются конструкции, изготовленные механическим фрезерованием. В то же 叩емя этот способ является одним из наиболее трудоемких.
При выборе П4)аметров вафельной обечайки необходимо принимать решение как по виду подкратлякмцего набора (основные из них приведены на рис.3.10), так и по п^>аметрам, описывающим размеры ячейки и ребер. В отношении вида подкрепляющего набора было экспериментально гкжазано, что по массовому совершенству ши практически равноценны. Что касается выбора параметров ячейки, то это предмет сзмостоятелыйзн исследований и ниже в качестве прим^)а рассмотрим обечайку с продольно-поперевдым набором.
Параметрами такого набора являются: толщина исходного листа *，толщина полотна 5, шаг ребер в продольном 6 и ткя1^)ечном а направлениях, а также ширина ребер s и с. При их выборе исходят прежде всего из того, что у вафельных обечаек возможны два вида потери устойчивости： о&цая потеря устойчивости с однсжреленным Разрушением подкрепляющего набора и местная потеря устойчивости чзсти стенки, заклю^нной ме?аду подкрепляющим набором (местная потеря устойчивости ребра вафелышх обецаек не свойственна).
Воспользуемся для их определения выражением для критической сжимакицей силы (более подро&ю см. [23])
N = 2яШ2 [1 + ^ - I)2], (3.26)
В котором
展 * *1 = V • *2 = V •
Для рассматриваемого типа набора и способа изготовления коэффициент 屮 изменяется в диапазоне 0,2…0,6, а коэф4»шиенты 左 и 0 в диапазонах 0,28...0,34; 0,6…0,7 соответственно.
Параметр ф определуют отношение толщины исходного листа к толщине полотна, т.е.
, нсх
Толщина полотна может быть отределена непосредственно из выра-
ж&шя (3.26):
(3.27)(3.27)1%
(3.27)
(3.27)
2
2nkE[ 1 ♦阿仲-1)]
гдегдеотределяется по формуле (3.18).
где
где
Далее, задавшись отношением 屮^/屮]，которое рекомендуется брать из диапазона 1...2.5 (большие значения при этом предпочтительнее для обечаек, нагруженных внутренним давлением), с учетом выражения (3.26) определим соответственно
% = 屮，'；屮2 =屮石2%； • 4^；
(3.28)(3.29)(3.28)(3.29)а затем шаг и ширину ребер
(3.28)
(3.29)
(3.28)
(3.29)
где 6, = 5[1 + к^Лф - 1)];
IФ к
k = 0,26 叩и г = Л;
Ф
k = 0,16 тфи г = 0;
Ф
b = (0.8...L5)a；
(3.30)
勺=6.
Параметр ф рекомеддуется выбирать из диапазона 5...8, при этом большие значения соответствуют ребрам с прямоугольным сечением, те г = 0, а меньшие в случае, когда г = й.
Когда требуется не вдаваясь в конструктивные подробности, оце- ^пъ массовое совершенство вафельной обечайки по сравнению с глад- кой, можно воспользоваться выражением для определения 5 - эквива- э
Рентной толщины условной гладкой обечайки, которая получается при Равномерном ^размазывании** ребер по поверхности стенки:
(3.31)
где k = 1,78 при г = й; jfe = 1,48 при г = 0. ФФ
Следует иметь в виду, что применение вафельных обечаек ограничивается, с одной стороны, технологическими возможностями, а с друге电-предельными механическими свойствами мат^иала. При сравнительно малых нагрузках, а также при матш габаритных размерах расчетные размеры ребер и ячеек могут получиться меньше некоторого технологическото предела, уровни которого зависят от примешемого материала, способа изготовления и т.д.
Предельная величина критической силы, меньше которой вафельная обечайка по Ызшетриведешым причинам неделесообразна, определяется по формуле
А/ = kkE^b ,(3.32)
mn ф техн
где k = 4,8 при г =饱左ФФгде k = 4,8 при г =饱左ФФ6,9 при г = 0; 6— технолсжический
где k = 4,8 при г =饱左
ФФ
где k = 4,8 при г =饱左
ФФ
техн
предел толщины стажи.
Если N < 2m^, то целесообразно применить гладкую обечайку.
С увеличайюм эффективности подкрепления ф и возрастанием несущей способности обечайки возрастает величина к｛羽тических напряжений. При некоторсми значении 屮二屮 критические напряжения пред厂
станут равными предельн(»<у значению механических свойств материала. пределу текучести о。&, поэтому дальнейшее увеличение ф неце- лесоо^)азно.
(3.33)(3.33)Для предельного значения напряжения имеется зависимость
(3.33)
(3.33)
где k « 0,26 при г = й; < = 0,32 при г = 0.
ФФ
Если механические свойства мат^жала не удовлетве^яют этому выражЕИю, то необходимо уменыпить ф или увеличивать толщину полотна, так как кснютрукция не удовлетворяет усл(жиям прочности. При заданных механических свойствах матерола максимально допустимое значение W11gl определяется по формуле
(3.34)
Для вафельных обечаек, как было указано выше, возможна не толысо общая потеря устойчивости, из условия которой получены все вышеприведенные соотношения, но и местная. Под местам потерей устойчивости здесь понимается потфя устойчивости полотна обечайки в отдельных ячейках, которая происходит хлопком. Для наиболее распространенных продольно-кольцевых вафельных обечаек критические напряжения местной потери устойчивости в отдельных ячейках могут быть определены по приближенной зависимости
(3.35)
где aQ = а - s - 2г.
Коэффициент 左］зависит в основдом от условий закрепления кромок. По экспериментальным данным заделка кромок ячеек находится между операнием и защемлаадем. В соответствии с этим для расчетов рекомендуется принимать 左〔=6.
При проверке сохранения работоспособности вафельной обечайки из условия прочности используется понятие эквивалентной толшдаы, которая получается при равномерном распределении материала ребер по всей поверхности оболочки. В дальнейшем кольцевые и меридиональные напряжения определяются по формулам (3.4)…(3.8), в которых вместо 5 подставляются значения 6. (для расчета о ) и 6 (для расче-
1эI
та 5 ). Значения 5, и 6Л оцениваются по соотнсмпениям
1э 2э
= 5 + X 國 +；(3.36)
Is、О
= 8 + \+ 0d纱2(3.37)
где г = (0,8...1,0)力 - для обечаек, изготавливаемых химическим правлением;入-коэффициент, который при работе в пределах Упругости, т.е. при %《о。？ принимается равным 0,8, а при определении разрушающего давления - равным 1; й, 6, с, $, а, 6 -
Рис. 3.11. Типовая панель ваф^ ^ь~ ной обечайки
соответственно высота подкрепления» толщина полотна, толщина ребер и ширина ячейки (см. рис.3.10).
Параметры, полученные кз проектировочного расчета, являются основанием для выбора полуфабриката из существуивдето в ката/кте перечня. Для вафельных обечаек к параметрам, которые определяются
условиями изготовления, относятся в первую очередь размер и тип ячейки. На рис.3.11 представлена типовая панель вафельной обечайки, изготовляемая механическим фрезерованием. Утолщение по периметру панели до толщины 5，учитывает ослабление этого места после
сварки.
Поперечный силовой набор в виде кольцевых ребер, выполненных за одно целое с обечайкой, увеличивает критические напряжения потери устойчивости, так как уменывает длину элементарной ячейки обечайки, нагруженной сжимающей силой. Однако наличие кольцевых ребер соответственно утяжеляет конструкцию. В этой связи выбор параметров подкрепленной таким образом яч^ки заключается в выборе толщины полотна и параметров набора, в частности шага и геометрических характеристик ребер. Ниже будет рассмотрена эта задача для обечайки, подкрепленной кольцевыми ребрами (рис.3.12), так как изготовленный за одно целое с полотном силовой набор, как правило, более эффективен в смысле суммарной массы конструкции. Толщина полотна из усл(жия общей потере устойчивости подкрашенной обечайки может бьпъ определена по следующей формуле： т -
6 =6 =(3.38)
6 =
6 =
Ф
Здесь k = 0,49; А = 0,52 - для колец с 夕=力；左=0,32 - для ФФ
колец с г = 0;屮=2тгс/Ь, а величина А/^ определяется по формулам (3•⑻ и (3.20).
Рекомендуется набирать размеры ребер таким образом, чтобы 0,2 < < Ф < 1.
№ 0e )=曲 V %.2'№ 0e )=曲 V %.2'т.е.т.е.действующие напряжения должш быть нижедействующие напряжения должш быть нижеПри этом следует иметь в виду, что определенная таким образом толшина полотна должна бьпъ проверена на выполнение условия о =
№ 0e )
=曲 V %.2'
№ 0e )
=曲 V %.2'
т.е.
т.е.
действующие напряжения должш быть ниже
действующие напряжения должш быть ниже
предела текучести.
Шаг и ширина колвдевых ребер определяются следующим образом：
27r27rг + 2.376г + 2.376(3.39)(3.40)(3.39)(3.40)
27r
27r
г + 2.376
г + 2.376
(3.39)
(3.40)
(3.39)
(3.40)
Кроме общей потери устойчивости обечайки может произойти местная потеря устойчивости полотна между кольцевыми ребрами. Для реальных конструкций вероятность ее наступления, как правило, меньше, чем вероятность наступления общей потери устойчивости. Тем не менее необходимо проверить конструкцию на сохранение устойчивости, для чего можно воспользоваться соотношением
(ЗЛ1)(ЗЛ1)…用2
(ЗЛ1)
(ЗЛ1)
Эквивалентная по массе толщина, которая является показателем совершенства конструкции по массе, при сравнении ее с гладкой обечайкой определяется как
2
(3.42)(3.42)S = 5 + 硏+ ).4^ эb
(3.42)
(3.42)
Приведенные здесь зависимости справедливы для отношении 5 /5 = 3 для ребер с г = Л и 6 /5 = 3,5 для ребер с г = О исхисх*
которые обеспечивают наиболее эффективное использование материала.
Использование кольцевых ребер, масса которых в рациональных конструкциях достигает 25 % при относительно небольших сжимающих нагрузках позволяет получить выигрыш по массе по сравнению с гладкими конструкциями до 30 %.
Кроме того, при наличии кольцевых ребер проще решаются вопросы восприятия поперечных нагрузок, в частности, при транспортировке РН.
По мере увеличения погонных сжимающих сил эффективность такого подкрепления остается достаточно высокой по сравнению с гладкой обечайкой, но начинает проигрывать по сравнению с вафельной конструкцией, которая, по существу, является предельным технологическим вариантом стрингерно-шпангоутного подкрепления.
Днище. При выборе параметров днищ баков на ранних этапах разработки конструкции используется, как правило, безмоментная теория. Правомерность такого подхода подтверждается многочисленными исследованиями, согласно которым можно считать, что вдали от закрепленных краев обечайки (/〉2,&Г/?5 ) формулы безмоментной теории обеспечивают допустимую точность расчетов. Как и в случае обечайки, нагрузки на днище являются функцией координат рассматриваемого участка. Однако в большинстве случаев для определения толщины днища выбирается максимальное значение. Исключение составляют днища очень больших размеров, в которых нагрузки, а следовательно, и толщины могут отличаться значительно. Рассмотрим формулы для определения толшин днищ различных форм.
Толщина сферического днища, также как и толщина определяется соотношением
2а2арасчетныеобечайки,(3.43)расчетныеобечайки,(3.43)где ^ = У наднижнего днища;ного днища.где ^ = У наднижнего днища;ного днища.-для верхнего-для верхнегоднища; J = J + J - для над гидрУ + J - для промежуточ- надгидр「 Jнижиднища; J = J + J - для над гидрУ + J - для промежуточ- надгидр「 Jнижи= тах(5 , 5 )； пр уст
2а
2а
расчетные
обечайки,
(3.43)
расчетные
обечайки,
(3.43)
где ^ = У над
нижнего днища;
ного днища.
где ^ = У над
нижнего днища;
ного днища.
-для верхнего
-для верхнего
днища; J = J + J - для над гидр
У + J - для промежуточ- надгидр「 J
нижи
днища; J = J + J - для над гидр
У + J - для промежуточ- надгидр「 J
нижи
Давление р берется гидр 「
в полюсе сферы, так как именно в этой точке кольцевые и меридиональные усилия достигают максимальных значений. В частности, для схемы, представленной ка рис.3.14, а это давление определяется из зависимости
Р = gnpnr [й *
гидр О X
аа+ R(1 - cos/3 )]. (3.44)При использовании в конструкции днищ из высо- котластичных материалов, т.е. в тех случаях, когда+ R(1 - cos/3 )]. (3.44)При использовании в конструкции днищ из высо- котластичных материалов, т.е. в тех случаях, когдаРнс. 3.13. Герметрическне параметры цилиндрических баков: в — топливный отсек с разделенными баками; 6 — топливный отсек с совме -
а
а
+ R(1 - cos/3 )]. (3.44)
При использовании в конструкции днищ из высо- котластичных материалов, т.е. в тех случаях, когда
+ R(1 - cos/3 )]. (3.44)
При использовании в конструкции днищ из высо- котластичных материалов, т.е. в тех случаях, когда
■ценным днищем■ценным днищемвместовместо% существенно превышает о。？
■ценным днищем
■ценным днищем
вместо
вместо
соотнапения (3.43) для выбора толщины следует воспользоваться
зависимостью
6 二-2-5_.(3.45)
и исключить, таким образш, работу материала за пределами упругости.
При выборе радиуса днищ, как правило, стремятся к увеличению плотности компоновки и, естественно, минимуму массы конструкции. Следует иметь в виду, что эти показатели могут быть противоречивыми, а также тот факт, что в конечном итоге стремятся не просто к умедьшению массы днища, а к уменьшению массы конструкции в целом. Для иллюстрации этих положений окатимся к рис.3.13. Изменение радиусов днищ R^ и R или одного из них влияет не только на иаиенате массы даишд, но и на массу одной проставки (переходного отсека), массу стыковочных шпангоутов и массу иилиндрнеской части бака. При этом уменьшение массы днища далеко не обязательно приведет к уменьшению массы конструкции в целом.
Таким образен, учитывая, что масса конструкида, зависящая от радиуса дниша (днищ), может бьпъ представлена как сумма масс
цилиндрической обечайки, шпангоутов, проставки и обоих днищ &： рю・3」3):
m (Л) = m (R) + m (Л) + m (R) + концил шп прост
mM(R)+ dfR).(3.46)
дндн
Вопрос о выборе радиуса сводится к выбору параметров, минимизи- руюшмх эту сумму.
Существенно проще решается задача для топливных баков с совмещенным днищем (ркгс.3.13, 6), так как в этом случае выражение (3.46) упростится, т.е.
т (Л) = m (R) + m (R).(3.47)
коншп дн
Различие в нагрузке на верхнее и нижнее днища одного и того же бака приводит в результате и к различию их радиусов. В частности, можно ориентироваться на следующие соотношения между радиусом бака и радиусами днищ:
R = (L4・・J,5)R； R = (L2・・・L3)R. в -н
Однако из соображений использования для изготовления днищ одной и той же оснастки обычно для обоих днищ принимаются одинаковые радиусы.
Такое решение, очевидно, будет в ущерб показателю качества конструкции по массе и направлено на снижение стоимости изготовления конструкции.
Для днищ конической формы (рис.3.14, 6) толщина определяется по формуле
= ^^ ・(3.48)
пр и , cosa
Здесь из условия постоянной толщины оболочки радиус также набирается равным максимальному радиусу конической части или, как видно из рис.3.14, радиус пилиндрпюской обечайки.
Рассмотренные случаи (см. рис.3.14, а, 6, & а) соответствуют нагрузке на днище внутренним давлением. В современных конструкциях ракет можно часто встретить совмещенные днища (см. рис.3.14, 0). Давление наддува для юшнальной ситуации выбирается в этих баках 108
чтобы днище работало на растяжение. Однако в отределенныхчтобы днище работало на растяжение. Однако в отределенных(3.49)(3.49)
чтобы днище работало на растяжение. Однако в отределенных
чтобы днище работало на растяжение. Однако в отределенных
(3.49)
(3.49)
таким,
ситуациях возможна нагрузка на днище внешним давлением, превышаю-
шим внутреннее, те J〈 0. В этом случае кроме 6“ определяется
также 6 • В основу определения толшины из условия уст曲чивости уст
взято выражение для критического давления
кр I К J
где k = 0,3 для R/S《250; Л = ~^ [喫。* ]Д'™ 双 < R/5《
《800. Таким образом,
(3.50)
…8/К?……为…8/К?……为(3.51)(3.51)Так как величины критических давлений для тонких днищ весьма невелики, необходимо предпринять к<ягструктивные меры для обеспечения устс^чивости. Одн(ж из таких мер является рюпольз(жание вафельных днищ. Литическое давление для таких днищ можно отределить из соотношения
…8/К?……为
…8/К?……为
(3.51)
(3.51)
При известном Др можно подобать такие параметры вафельного днища 0, * W, при которых р > Др.
КР
Как и в случае с обечайками, область применения вафельных днищ отраничивается, с одной сшрош, технологическими возможностями изготовления вафель, с другой - предельными механическими свойствами матерола.
Критическое давление, при котором пр!менение вафельных днищ нецелесообрамю по технологическим ограничошям, оценивается по соотношению
>=0,76пред>=0,76пред左EW产 r2 техн左EW产 r2 техн(3.52)(3.52)
>=0,76
пред
>=0,76
пред
左EW产 r2 техн
左EW产 r2 техн
(3.52)
(3.52)
где 5- минималыю всшожная толщина полотна,техн давлении р р кр предгде 5- минималыю всшожная толщина полотна,техн давлении р р кр предРис. 3.15. Конструктивное исполнение совмещенного днища: О — сдвоенное днище; 6 — трнме- таллическое днище; / — обечайка; 2 — шпангоут кеежбаковый; 3 — днище основное; 4 — днище дополнительноеРис. 3.15. Конструктивное исполнение совмещенного днища: О — сдвоенное днище; 6 — трнме- таллическое днище; / — обечайка; 2 — шпангоут кеежбаковый; 3 — днище основное; 4 — днище дополнительное
где 5- минималыю всшожная толщина полотна,
техн давлении р р кр пред
где 5- минималыю всшожная толщина полотна,
техн давлении р р кр пред
Рис. 3.15. Конструктивное исполнение совмещенного днища: О — сдвоенное днище; 6 — трнме- таллическое днище; / — обечайка; 2 — шпангоут кеежбаковый; 3 — днище основное; 4 — днище дополнительное
Рис. 3.15. Конструктивное исполнение совмещенного днища: О — сдвоенное днище; 6 — трнме- таллическое днище; / — обечайка; 2 — шпангоут кеежбаковый; 3 — днище основное; 4 — днище дополнительное
следует применять гладкие оболочки.
Предельное значение эффективности подкрепления,咿 котором действующие напряжения достигают предела текучести, равно
2°0 2
屮=°，53 措f- •(3.53)
прktp
кр
Следовательно, щж заданном значении ф необходимо контролировать выполнение условия
а л > 0,435 ГфкЕр》
0.2кр
>%2 >(3.54>
min
где о。&- минимальный предел
'min
та<учести, которым должен обладать принятый мат^н^ал.
В нжоторых к(жструк1щях сов- моцошых днищ имеется два днища (рис.3.15, а). Вд)хнее днище в таких к(жструк1щях рассчитывается по приведенным выше формулам, а нижнее имеет минимально
丄
возможную толщину и предназначено для обеспечения высокой герметичности.
Как обечайки больших размеров, так и днища больших размеров изготавливаются из нескольких листов, которые свариваются между собой. Для мест соединения листов между собой справедливы все рекомендации, приведенные выше для конструкции обечайки. На рис.3.16 приведено конструктивное исполнение вафельного сферического днища, а на рис.3.17 一 конструктивные исполнения гладкого рнища больших размеров.
Исходя из требований к(»лпоновки и для снижения напряжений в месте перехода от стенок бака к днищу, рекомендуется использовать днище эллиптического сечения (см. рнс.3.14, в). Следует, однако, иметь в виду, что для днищ такой формы важно подобрать такие
Рнс. 3.17. Варианты членения днища больших размеров
отношения длин полуосей, при которых в оболочке будут отсутствовать сжимающие усилия. Такое отношение имеет вид а《 <frJF. Для отношения а =tJF, при котором кольцевые напряжения на экваторе равны нулю, толшдаа днища (при одинак<жой его толщине) будет равна
=跟 g .(3.55)
ав/ 2
Максимальное значаще усилий, как и в сферпюсжих днищах, имеет место в полюсе. Следовательно, давление / должно соответство- гидр
вать давлению в этой точке.
При соотношении а > N^ под действием внутреннего давления в зоне, примыкающей к экватору, возникают кольц^ые сжимающие напря
потерю устойчивости в этой зоне. Кри- рассчитано по следующей зависимости:потерю устойчивости в этой зоне. Кри- рассчитано по следующей зависимости:жения, которые могут вызвать тическое давление может быть
потерю устойчивости в этой зоне. Кри- рассчитано по следующей зависимости:
потерю устойчивости в этой зоне. Кри- рассчитано по следующей зависимости:
5 ЕВ?
(3.56)(3.56)% 二 k ~Г，
(3.56)
(3.56)
где k = 0,2…0,3.
Получили распространение в топливных баках и днища, которые образуются соединением двух форм: тора и сферическото сегмента (см. рис.3.14, а). Такие днища, близкие по плотности компоновки к
эллиптическим, являются более технологичными по сравнению с ними. Учитывая, что при сравнительно малом радиусе торового сопряжения г и R 》1,3R в тс^оидальном участке будут действовать сжимающие сф цнл
напряжения, которые могут привести к потере устойчивости, при выборе параметров днищ рекомендуется ориентироваться на величину критическото давления
р = k ~— -~止石一.(3.57)
尸крd2 1 - 2r/R
Кцнл
где k = 0,2…0,3.
определяется радиусопределяется радиусИз этой зависимости, приравнивая р 二 /Л кривизны тороидального перехода
определяется радиус
определяется радиус
(3.58)
Радиус сферическото участка выбирается равнымРадиус сферическото участка выбирается равнымсфсф1.15/? изцил1.15/? изцил
Радиус сферическото участка выбирается равным
Радиус сферическото участка выбирается равным
сф
сф
1.15/? изцил
1.15/? изцил
условия минимальной массы, а его толщина соответственно равна
Толшина тороидального участка из технологических соображений выбирается также pabtm S.
Следует иметь в виду, что при одинаковой толщине в точке перехода с торового участка днища на сферический имеет место скачок напряжений. Особенно это имеет значение при использовании выс(жо- прочных и малопластичных материатв.
Поиски форм днища с большой плотностью кблпоновки, малой толщиной и не имеющих зон с концентрациями напряжений привели к днишам, имеющим достаточно сложную для изготовления форму. К ним, в частности, относятся днища Бицено и днища Кассини, уравнения контуров которых можно найти в специальной литературе. Сложность изготовления таких днищ практически исключает их использование в настоящее время.
Соединение днищ с обечайкой. Места стыка днища и обечайки характеризуются изменением кривизны обечаек и возникновением распорных усилий. Чем плавнее переход от днища к обечайке» тем меньше величина распорного усилия (предельный случай у днишз полусферической формы). Для восприятия распорных усилий применяются распорно-стыковочные шпангоуты, конструкция которых определяется размерами бака и величиной действующих напряжений (рис.3.18).
I Необходимо иметь в виду, что в местах концентрации напряжений (резком изменении кривизны обечайки или жесткости элементов конструкции) нежелательно использовать сварные соединения. Поэтому, если шпангоуты не предусмотрены, днища желательно изготавливать вместе с цилиндрической частью Ыз1сотой более 30 мм. Аналогичные требования предъявляются к элементам шпангоутов, стыкуемым с обечайкой и днищами. Части шпангоута и обечайки, примыкающие друг к
Рнс. 3.18. Характерные сечення распорно -стыковочных шпангоутовРнс. 3.18. Характерные сечення распорно -стыковочных шпангоутов
Рнс. 3.18. Характерные сечення распорно -стыковочных шпангоутов
Рнс. 3.18. Характерные сечення распорно -стыковочных шпангоутов
ута с обечайкой:
/ — обечайка; 2 — шпангоут распорно - стыковочный; 3 — днище
Рис. 3.20. Конструктивное исполнение стыка топливного бака со смежным сухим отсеком:
/ — болт; 2 — шайба; 3 — шпангоут стыковочный сухого отсека; 4 - футорка; 5 — шпангоут стыковочный топливного бака; 6 — обечайка бака; 7 — обин!вка сухого отсека; 8 — штырь; 9 — днище бака
другу, под сварку должны иметь участки одинаковой толщины протяженностью 20...25 мм с обеих стфон сварочного шва. При соединении дниша и обечайки или этих элементов со шпангоутами желательно, чтобы их срединные поверхности являлись одна продолжением другой. К<жструктивное оформление типового соединения распорното шпангоута с обечайками представлено на рис.3.19.
Способ соединения бака с другими отсеками также накладывает определенный отпечаток на форму распорного шпангоута, так как непосредственно к этому шпангоуту стыкуется соседний отсек. На рис. 3.20 представлено несколько характерных конструктивных ргспол- нений стыка топливного бака со смежным сухим отсеком.
Выбор параметров распорных шпангоутов заключается в аределении
Рис. 3.21. Схемы нагружения н геометрические нараметры распорных шпангоутов:,Рис. 3.21. Схемы нагружения н геометрические нараметры распорных шпангоутов:,乂 “ J ——6, ； Д/9 = л 厕7 ；
Рис. 3.21. Схемы нагружения н геометрические нараметры распорных шпангоутов:,
Рис. 3.21. Схемы нагружения н геометрические нараметры распорных шпангоутов:,
cosa 32 I
&3 =疝亍：啓=总专Г
их площади и формы поперечното сечения. На рис.3.21 в качестве примера показато сопряжение конического и сфергческото днищ с цилинд[^ческой обечайкой. От погонных меридиональных усилий S^ в
днище на шпангоут будет действовать распределенная, сжимающая нагрузка S；, от которой в сечении шпангоута возникает напряжение
°2 - F - F шп шн
(3.59)(3.59)Следовательно, для определашя гикмдади сечения шпангоута F^ необходимо определить величину усилия Г^. Существуют различные методики его отределения. Здесь будут приведены зависимости, полученные на основе так называемото метода плзцадей давления. В соответствии с ним
(3.59)
(3.59)
q = 4， (3.60)
где 4 - плацадь давления, заключенная между норлалями, проведенными из концов сопряженных обечаек, и осью вращения (на рис.3.21, а заштрихована).
Этот метод дает возможность в процессе проектирования оценить качественно и количественно сопряжения обечаек различных конфигураций.
В частности, при сопряжаади цилиндра радиусом R с конусом
J>D2
f=礬一收5(3.61)
urn 2g ,，
a co сферой
Шл 2偌叫
Расчет плодади сечения шпангоутов по этим формулам будет идти в запас прочности, так как в этом случае не учитывается подкрепляющее влияние примыкающих к шпангоуту обечаек, которые эффективно участвуют в работе шпангоута на прочность.
При учете подкрепляющего влияния примыкающих к шпангоуту обечаек ширина обечайки, работающей совместно со шпангоутом, принимается пропорциональной《R5 ； т.е.
s = k 辰艮，(3.63)
где k - коэф^нщиент, учитывающий вид сопряжения; R - главный радиус кртвизны.
Пример формирования площадей давления с учетом примыкающей обечайки представлен на рис.3.21, 6.
В соответствии с этим для сопряжения конического днища с цилиндрической обечайкой площадь сечения шпангоута будет равна
F “ =收<* (1 - с),(3.64)
шп 2。,
где
k = 0,6.k = 0,6.
k = 0,6.
k = 0,6.
Для сопряжения сферическото днища с цилиндрической обечайкой
шп _ 2о , tgS U 一
После определения потребной площади сечения шпангоута необходимо обратиться к катажиу прессованных профилей и выбрать ближайший по площади профиль, совместимый с соединяемыми элементами. При отсутствии в каталоге подходящего профиля, исходя из потре&кж площади, проектируют поперечное сечение шпангоута, которое может быть также составным. Основной задачей проектирования профиля является распределение площади сечения шпангоута. Профиль считается рациональным > если передача сил с днища на цилиндр через шпангоут осуществляется без закручивания шпангоута, что обеспечивается соответствующим расположением центра тяжести плошади по отношению к действующим усилиям S〔 и 丁丁 В идеальном случае следует стремиться найти такое положение центра тяжести сечения, при которсми (см. рис321)
TR = S".
Это условие всегда обеспечивается, если центр тяжести расчетного сечения находится на линии, совпадающей с направлением результирующих усилий S] и Гр т.е. на диагонали построенного на них параллелограмма.
Если возникаквдие моменты сил Т〔 и S^ не равны, то на шпангоут (Относительно центра масс будет действовать погонный крутящий Момент
М = Тс -S.r. (3.66) кр I I 1 1
от которого нижняя часть шпангоута (см. рис.3.21) будет сжата, а верхняя растянута, и максимашлое напряжение от действия этого момента будет следующим：
М у г
。 一 кр max /о m
^де「- радиус шпангоута до центра масс сечения, г = R; i/^ - Рассюяние от нейтральной оси до наиболее удаленной точки сечения;
- момшг инерции сечения шпангоута относительно оси х.
Следует иметь в виду, что при действии крутящего момента площади шпангоута, определенная по формулам (3.64) и (3.65), может оказаться недостаточной, что проверяется соотношением
S；R М у R 1кр max /
шпX
где для сопряжения конуса и цилиндра
S；=用 3
для сопряжения сферы и иилиадра
S，
I 2叫
3EJшп3EJшп(3.71)(3.71)При невыполнеши условия (3.68) необходимо увеличить соответственно площадь поперечного сечения. Кроме того, нагруженный сжимающими силами шпангоут может при определенном их значении потерять устойчивость. В связи с этим после выбора профиля из каталога или завершав его проектирования кроме проверки запаса прочности необходимо определить запас устойчивости. При этом в перыж< приближении шпангоут можно рассматривать как изолированное кольцо с равномерно распределенным по окружности усилием S；. Сравнивая его с критической нагрузкой, равной
3EJшп
3EJшп
(3.71)
(3.71)
где J - момент инерции nonq)e4Horo сечения шпангоута огноосгельно оси у, можно определить запас устойчивости ,仃=%/S；・
Зависимости для определения напряжений и площадей, представленные выше, бажруются на бе^омогпкм теории и пригодны только для достаточно пластичных к(мгструкционных материала, так как в зоне сопря氷印ия имеют место значительнью по величине иаибные напряжения (так называемый краевой эффект). Если материал пластичный, то в этой зоне происходит перераспределение напряжений с большим включением в работу примыкающих частей обечаек, что предохраняет кснютрукиию от разрушения.
При применении хрупких материалов в этой зоне возникает опасность хрупкого разрушения. В таких случаях, а также при поверочных расчетах рекомендуется решать краевую задачу, из которой можно получить значение изгибных напряжений и их изменение вдоль образующей.
Торовые топливные баки
Торовые топливные баки получили применение на верхних ступенях ракег-носителей благодаря удобству компоновки в сочетании с двигательной установкой. Основным параметром, определяющим его конструктивно-силовую схему при известных размерах тора, является толщина стенки.
Для получения расчетной зависимости для толщины стенки можно воспользоваться формулами безмоментной теории, которые дают хорошие результаты при R》2r (рис.3.22, а):
(3.72)(3.72)
(3.72)
(3.72)
В этих формулах учитывается только давление наддува. Учитывая то, что высота гидравлического столба в таких баках незначительВ этих формулах учитывается только давление наддува. Учитывая то, что высота гидравлического столба в таких баках незначительна, а следовательно» составляющая от него в общем давлении небольшая, для проектировочных расчетов в целях упрощения зависимостей для определения потребной толщины будем базироваться только на этих формулах.Определяющими для торового бака являются кольцевые напряжения %, которые примерно в два раза болыие продольных %, следовательно,5m紀*3на, а следовательно» составляющая от него в общем давлении небольшая, для проектировочных расчетов в целях упрощения зависимостей для определения потребной толщины будем базироваться только на этих формулах.Определяющими для торового бака являются кольцевые напряжения %, которые примерно в два раза болыие продольных %, следовательно,5m紀*3RR55Рис. 3.22. Схема нагружения н геометрические параметры торовых баковРис. 3.22. Схема нагружения н геометрические параметры торовых баковМаксимальное значение толщины 8 имеет место в точке с координатой 屮=270°. Поэтому,Максимальное значение толщины 8 имеет место в точке с координатой 屮=270°. Поэтому,
В этих формулах учитывается только давление наддува. Учитывая то, что высота гидравлического столба в таких баках незначитель
В этих формулах учитывается только давление наддува. Учитывая то, что высота гидравлического столба в таких баках незначитель
на, а следовательно» составляющая от него в общем давлении небольшая, для проектировочных расчетов в целях упрощения зависимостей для определения потребной толщины будем базироваться только на этих формулах.
Определяющими для торового бака являются кольцевые напряжения %, которые примерно в два раза болыие продольных %, следовательно,
5m紀*3
на, а следовательно» составляющая от него в общем давлении небольшая, для проектировочных расчетов в целях упрощения зависимостей для определения потребной толщины будем базироваться только на этих формулах.
Определяющими для торового бака являются кольцевые напряжения %, которые примерно в два раза болыие продольных %, следовательно,
5m紀*3
R
R
5
5
Рис. 3.22. Схема нагружения н геометрические параметры торовых баков
Рис. 3.22. Схема нагружения н геометрические параметры торовых баков
Максимальное значение толщины 8 имеет место в точке с координатой 屮=270°. Поэтому,
Максимальное значение толщины 8 имеет место в точке с координатой 屮=270°. Поэтому,
Рис. 3.23. ТоровыЙ бак со ступенчатыми стенками:/ — перегородка демпфирующая вертикальная; 2 — перегородка демпфирующая горизонтальная; 3 — коллектор расхода кольцевой; 4 - фланец; 5 — сектор со ступенчатым химическим травлением стенок: 6 — шпангоут соединительный; 7 — люк - лазРис. 3.23. ТоровыЙ бак со ступенчатыми стенками:/ — перегородка демпфирующая вертикальная; 2 — перегородка демпфирующая горизонтальная; 3 — коллектор расхода кольцевой; 4 - фланец; 5 — сектор со ступенчатым химическим травлением стенок: 6 — шпангоут соединительный; 7 — люк - лаз
Рис. 3.23. ТоровыЙ бак со ступенчатыми стенками:
/ — перегородка демпфирующая вертикальная; 2 — перегородка демпфирующая горизонтальная; 3 — коллектор расхода кольцевой; 4 - фланец; 5 — сектор со ступенчатым химическим травлением стенок: 6 — шпангоут соединительный; 7 — люк - лаз
Рис. 3.23. ТоровыЙ бак со ступенчатыми стенками:
/ — перегородка демпфирующая вертикальная; 2 — перегородка демпфирующая горизонтальная; 3 — коллектор расхода кольцевой; 4 - фланец; 5 — сектор со ступенчатым химическим травлением стенок: 6 — шпангоут соединительный; 7 — люк - лаз
если из технологических соображений толщина бака должна быть одинаковой» формула упростится:
/[Hi). (3.74)
Если перепад толшин рачительный, изготовление торового бака одинаковой толщины является нерациональным с позиции его массы. Одним из выходов является бак ступенчатой толщины. На рис.3.22, 6 показана потребная толшдаа в соответствии с формулой (3.73) и пример ступенчатой стенки, а на рис.3.23 один из возможных вариантов конструкции торового бака, состоящего из секторов со ступенчатым химическим травлением стенок, соединенных через кольцевые шпангоуты.
Зависимости (3.73) и (3.74) получены для подвесного бака, крепящегося к корпусу по максимальному внешнему диаметру 2(/? + /*)• В реальных кшструкциях ракетных блоков для обеспечения плотности компоновки представляется целесообразным крепление двигателя непосредственно к торовому баку. Обычно он крепится к внутреннему
шпангоуту бака. Схема нагружения (см. рис.3.22, 6) в этом случае будет существенно сложнее. С достаточной для проектировочных расчетов точностью воспользуемся приближенными зависимостями для определения напряжений от действия крутящего момента：
(3.75)(3.76)(3.75)(3.76)MRy _ MRrcos屮 яг35 тгг35
(3.75)
(3.76)
(3.75)
(3.76)
Следовательно, при определении толщины необходимо исходить из суммарных напряжений от внутреннего давления (3.73) и крутящето момента, вызванного действием тяги F, т.е.
£ н Р^「[ 2R + rsi“ ] + MR「cos屮
°225 I R +「sin屮 J3-
7ГГ 0
а толщвда соответственно
А Г 2R ♦ Ew ] +2。/〔 R + rsin屮)Г_Г ^ ( 2/? + Г s i “ ] о , I 2 I R+Fsin屮 JBlА Г 2R ♦ Ew ] +2。/〔 R + rsin屮)Г_Г ^ ( 2/? + Г s i “ ] о , I 2 I R+Fsin屮 JBlMRr c6stp 3*卄品MRcos^ +37ГГMRr c6stp 3*卄品MRcos^ +37ГГ(3.78)(3.79)(3.78)(3.79)
А Г 2R ♦ Ew ] +
2。/〔 R + rsin屮)
Г_Г ^ ( 2/? + Г s i “ ] о , I 2 I R+Fsin屮 J
Bl
А Г 2R ♦ Ew ] +
2。/〔 R + rsin屮)
Г_Г ^ ( 2/? + Г s i “ ] о , I 2 I R+Fsin屮 J
Bl
MRr c6stp 3*
卄品
MRcos^ +3
7ГГ
MRr c6stp 3*
卄品
MRcos^ +3
7ГГ
(3.78)
(3.79)
(3.78)
(3.79)
При определении параметров торового бака с цилиндрическими вставками его можно представить в виде совокупности элементов простой формы (рис.3.24), для которых выше были получены расчетные зависимости. В частности, в соответствии с рис.3.24 это - торовые Днища, внешняя цилиндрическая вставка, нагруженная внутренним Давлением (и сжимающей силой, если она является частью корпуса), и внутренняя цилиндрическая вставка, нагруженная внешним давлением. Для последней основной формой потери работоспособности является потеря устойчивости. Критические давления определяются по соответствующим зависимостям для различных длин цилиндрической ^сти /：
где коэффициент %где коэффициент %Рис. 3.25. Торовый бак с цилиндрическими вставкамиРис. 3.25. Торовый бак с цилиндрическими вставками
где коэффициент %
где коэффициент %
Рис. 3.25. Торовый бак с цилиндрическими вставками
Рис. 3.25. Торовый бак с цилиндрическими вставками
Рис. 3.24. Схема нагружения сн - ловых элементов торового бака с цилиндрическими вставками
(3.80)
зависитзависитввосновном от длины цилиндрической
зависит
зависит
в
в
части. В частности, при счасти. В частности, при с=//喈 > 20 можно принять , = 1, т.е.
части. В частности, при с
части. В частности, при с
зависимость (3.80) переходит в формулу Папковича, а для более коротких длин принимает значения до Л = 1,85 при с = 2,5. При очень коротких цилиндрах, т.е. с < 2,5,
(3.81)
При больших диаметрах внутренней вставки толщины, обеспечивающие устойчивость обечайки, могут бьпъ весьма значительными. На практике для снижения массы ее подкрепляют п(М1еречным силовым набором (шпангоутами или кольцевыми ребрами). Для <М1ределения критического давления в этом случае можно воспользоваться зависимостью
kE82
р3
* з®。唁
где х = 0,6...0,75; % = (0,6..・0,7)5q； % - определяется для 122
цеподкреплетной обечайки с использованием соотношения (3.80) или (3.81).
Для того чтобы исключить искажение Tq>a при нагруже от массы топлива, внутрь тора иногда ставится несколько силовых перебфж, имеющих по контуру ре^ю жесткости и работающих на сдвиг как тонкая crania.
На рис.3.25 представлено одно из возможных конструктивных решений тс^ювого бака с цилиндрическими вставками, в котком внешняя цилиндрическая обечайка вафельная, а внутренняя подкреплена шпангоутами.
Сферические топливные баки
При расчете толщины сфермеского бака воспользуемся, как и выше, безмоментной теорией. Для таких баков, как ижестно, 乂咿・ дю^льные и кольцевые напряжения равны и остаются постоянными для любой точки сферы, т.е.
1225
Отсюда определяется толщина
в Г
Эта формула афаведлива для сферического бака, нагруженного только внутренним равномерным делением, т.е. давлением наддува. Эт曲 фо(»4улой рекомендуется Пользоваться для определтш толщины сфервюских баков высокого давления, используемых для хратшя рабочего тела наддува.
(3.83)(3.83)Рис. 3.26. Схема нагружения н геометрические параметры сферического бакаРис. 3.26. Схема нагружения н геометрические параметры сферического бакаВ реальных кзютрукдаях ют- ливных баков, нагруженных кроме Давления наддува давлением столба жидкости, а также тягой (в том случае, когда двигатель крепится непосредственно к баку) Необходимо использовать более расчетную схему ([мю.
(3.83)
(3.83)
Рис. 3.26. Схема нагружения н геометрические параметры сферического бака
Рис. 3.26. Схема нагружения н геометрические параметры сферического бака
В этом случае для разных участков бака необходимо рассматривать различные расчетные зависимости. Г1 睥 этом, как и ранее, будем базироваться на безмоментной теории.
На участке, нагружение только давление наддува (т.е. над зеркалом жидкости), толщина определяется приведенной выше формулой (3.84).
(9]《9《тг/2),(9]《9《тг/2),сто экваторасто экватора。尸患。尸患w66w6632cos q — cos 9(3cos9] — 2cos屮)32cos q — cos 9(3cos9] — 2cos屮)(3.85)(3.85)ТолщинаТолщина马加J马加J55(COS^^ - C06^) - %・(COS^^ - C06^) - %・(3.86)(3.86)усилий, будет равнаусилий, будет равнаоболочки, необходимая для восприятия меридиональныхоболочки, необходимая для восприятия меридиональныхR J + 招"/R J + 招"/2266ххНа участке под зеркалом жидкости до места крепления бака, т.е.
(9]《9《тг/2),
(9]《9《тг/2),
сто экватора
сто экватора
。尸患
。尸患
w66
w66
32
cos q — cos 9(3cos9] — 2cos屮)
32
cos q — cos 9(3cos9] — 2cos屮)
(3.85)
(3.85)
Толщина
Толщина
马加J
马加J
5
5
(COS^^ - C06^) - %・
(COS^^ - C06^) - %・
(3.86)
(3.86)
усилий, будет равна
усилий, будет равна
оболочки, необходимая для восприятия меридиональных
оболочки, необходимая для восприятия меридиональных
R J + 招"/
R J + 招"/
2
2
6
6
х
х
32
(3.87).(3.87).cos % — cos 9(3cos9[ — 2cos9) x
(3.87).
(3.87).
а толщина оболочки, необходимая для восприятия кольцдаях напряжений:
(3.88)(3.88)у『％几/R cos % - cos 9(3cos3[ — 2cos3)
(3.88)
(3.88)
226
2
2
Следовательно, гклребная толщина будет равна
На участке ниже экватора необходимо учитывать не только внутреннее давление, но и осевую силу N, распределенную по периметру. Для этого участка
2Mх2Mх32COS 9] — COS 9(3cO59[ — 2cos^> X5i…'"'32COS 9] — COS 9(3cO59[ — 2cos^> X5i…'"'⑶90)⑶90)а о? определяется, как и ранее, по формуле (3.86). Таким о^азом, на участке я/2《3《％а о? определяется, как и ранее, по формуле (3.86). Таким о^азом, на участке я/2《3《％. I 2cr»2,26в/ L 2?rR sin 9. I 2cr»2,26в/ L 2?rR sin 9XX32 ,COS 9[ - COS 9(3859]-2cos^)X-.32 ,COS 9[ - COS 9(3859]-2cos^)X-.(3.91)(3.91)=^―[/ * 驾叫R(<W[ - <w)-=^―[/ * 驾叫R(<W[ - <w)-32上空2COS % — COS 9(3cos屮]—2cos^)32上空2COS % — COS 9(3cos屮]—2cos^)2 в2 вsi/屮si/屮222ttR sing222ttR sing(3.92)(3.92)а потребная толщина, как и ранее, определяется по формуле (3.89).На участке ниже приложтш тяги двигателя бак нагружается толь- ко внутренним давлением. Для него (д?《屮《я) напряжение опредеа потребная толщина, как и ранее, определяется по формуле (3.89).На участке ниже приложтш тяги двигателя бак нагружается толь- ко внутренним давлением. Для него (д?《屮《я) напряжение определяется зависимостямиляется зависимостями
2Mх
2Mх
32
COS 9] — COS 9(3cO59[ — 2cos^> X5i…'"'
32
COS 9] — COS 9(3cO59[ — 2cos^> X5i…'"'
⑶90)
⑶90)
а о? определяется, как и ранее, по формуле (3.86). Таким о^азом, на участке я/2《3《％
а о? определяется, как и ранее, по формуле (3.86). Таким о^азом, на участке я/2《3《％
. I 2cr»2,26
в/ L 2?rR sin 9
. I 2cr»2,26
в/ L 2?rR sin 9
X
X
32 ,
COS 9[ - COS 9(3859]-2cos^)
X-.
32 ,
COS 9[ - COS 9(3859]-2cos^)
X-.
(3.91)
(3.91)
=^―[/ * 驾叫R(<W[ - <w)-
=^―[/ * 驾叫R(<W[ - <w)-
32
上空2COS % — COS 9(3cos屮]—2cos^)
32
上空2COS % — COS 9(3cos屮]—2cos^)
2 в
2 в
si/屮
si/屮
22
2ttR sing
22
2ttR sing
(3.92)
(3.92)
а потребная толщина, как и ранее, определяется по формуле (3.89).
На участке ниже приложтш тяги двигателя бак нагружается толь- ко внутренним давлением. Для него (д?《屮《я) напряжение опреде
а потребная толщина, как и ранее, определяется по формуле (3.89).
На участке ниже приложтш тяги двигателя бак нагружается толь- ко внутренним давлением. Для него (д?《屮《я) напряжение опреде
ляется зависимостями
ляется зависимостями
(3.96)(3.96)
(3.96)
(3.96)
а потребная толщина, как и ранее, по формуле (3.89).
%, так н по о。灰[см, выражедие (3.23) и%, так н по о。灰[см, выражедие (3.23) иДля определения запаса прочности (после выбора соответствующего Ссфтамента) можно воспольз(жаться приведенными выше формулами для кольцжях и меридиональных напряжошй на каждом участке. При этом, как и ранее, прсжеряется запас прочности как по основному мат^)иалу, так и сварюму шву. Кроме того, необходимо определить запас прочности как по
%, так н по о。灰[см, выражедие (3.23) и
%, так н по о。灰[см, выражедие (3.23) и
(3.24)].
3.3. КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ И РАСЧЕТ
ОСНСЖНЫХ ЭЛЕМЕНГСЖ АРМАТУРЫ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Kpcw сил(жых элемаггов в составе баков имеется большое число элюентов вдугрибаковых систем и устрс^ств. К основным элементам арматуры в баке можно отнести:
заборные устройства;
z^bQl^Q XZQbxvlv^fl и яёю ouoxttxsoh' vivx§EQX vosext^frbxo^ Kw E У5
дренажные клапаны (для сброса из баков газа и паров компонента топлива при заправке);
предохранительные устройства (для сброса избыточного давления)； устройства для ввода в бак газов наддува;
устройства для контроля наполнения баков и уровня жидкости в полете;
люки для монтажа систем внутри бака;
тоннельные трубопроводы для прохода трубопровода подачи второго компонента (если бак находится между двигателем и баком вт叩ого компонента)：
демпфирующие перегородки (по необходимости) для ограничения подвижности топлива в баках.
На рис.3.27 изображен топливный отсек, где представлены практически все из упомянутых элементов. Их конструктивное исполнение в основном определяется функциональными особенностями систем, в состав которых они входят. В связи с этим ниже будут рассмотрены наиболее характерные узлы, имеющие непосредственное отношение к конструкции бакс®, и крепление элементов внутрибаковых систем.
Топливные магистрали являются одними из основных элементов тот- ливных систем и предназначены для обеспечения поступления компонентов ютлива из баков в двигатель в соответствии с заданными режимами работы ДУ и состоят обычно из участков трубопроводов, компенсаторов осевых и угловых перемещений, отсечного клапана, демпфера, фильтра, а также заправочного клапана, если трубопровод служит для заправки топливного бака.
Определение параметров топливной магистрали заключается в выборе геометрических характеристик ее поперечного сечения (диаметра и толщины) и трассы прокладки. Диаметр расходного трубопровода рассчитывается исходя из заданного расхода компонента. Исходным при этом является соотношение
m = "V,(3.97)
где m - массовый расход; р - плотность компонента; V - скорость движения компонента; F - площадь проходного сеч^шя трубопрсвода.
Отсюда внутренний диаметр определяется как:
(3.98)
Диаметр трубопровода, а следователыю, и сто масса определяются при заданном расходе скорости движения компонента и, как следует 128
из этой формулы, ее желательно увеличивать. Однако надо иметь в виду, что при этом увеличиваются гидравлические потери.
Гидравлические потери необходимо компенсировать увеличением давления наддува, что влечет за собой увеличение массы рабочего теля наддува и упрочнение топливного бака, а следовательно, и его массы.
Из этого следует, что должны бьпъ скорости, при которых достигается компромисс между этими факторами. Эта скорость практически для всех РН находится в диапазоне 5... 10 м/с.
Толщина стенки трубопровода, находящегося под давлением, определяется по предельной нагру^е, в качестве котфэй финято предельное значение внутреннего давления『：
6 =丘，(3.99)
где г - радиус поперечного сечения серединной поверхности трубы.
Расчетным случаем для трубопровода обычно принимается максимум статического давления, т.е.
₽ = Чад + ^WU(3.100)
или момент перекрытия магистралей, когда имеет место гидроудар.
В проектировочных расчетах приращение давления за счет режого изменения скфости можно принимать равным.
Др = р^! - V2)Гу .(3.101)
Ее 匕-скорость движения жидкости до перек[млтия сечения： Q - скорость движения жидкости после перекрытия； р - плотность ХОДКОСТИ； k =^—-『£ I - кажущийся модуль упругости
L ж тр J
системы “трубопровод + жидкость**.
Величина &/р трактуется как скорость распространения волны Давления в жидкости, протекающей по упругому трубопроводу.
Так как повышение давления есть функция времени, следует иметь в виду, что опасные услс®ия создаются, когда время перекрытия 5ения меньше времени прохождения прямой и отраженной от свободной поверхности волн, т.е.
- 908129
(3.102),будет равно(3.103)(3.102),будет равно(3.103)/4勿疋.
(3.102)
,будет равно
(3.103)
(3.102)
,будет равно
(3.103)
где / - длина трубопрсвода.
Максималыюе суммарное давление, таким образом
Р = Р * PgJ Л + (V - У )р 1.
戸maxнал 50 X 12 р
Эта величина на практике может достигать р = Юр . Для гшах над
предотвращения опасных последствий гидравлического удара следует увеличивать время срабатывания клапана или иметь в магистрали демпферы.
Проверке подвергается также случай транспортировки незаправленного бака в горизонтальном положении, в процессе которой труба нагружена ситкж собственного веса, те распределтюй нагрузкой
0 = 2/4%&2 Ю4)
где р - плотность материала трубопрсжода.
При этом трубопровод рассматривается как двухопорная балка с расстоянием между опорами (точками крепления трубы) L. Максимальное напряжение соответственно равно
ffl = По% %и Ь(З.Ю5)
и должно бьпъ меньше 0d материала трубы.
Расходная труба проверяется также на случай разряжения после гидроудара, т.е. при давлении внутри трубы р = 0 и внешнем давлении р = ргде р - максимальное давление окружающ曲
внеш max max
д)еды.
В этом случае необходимо, чтобы выполнялось услсжие, р^^〈
(3.106)
где д - коэффициент Пуассона, т.е. осуществляется проверка устойчивости трубы.
Компенсаторы (сильфоны) осевых и угловых перемещений обеспечи- вают работоспособность трубопровода при взаимных перемещашях соединяемых им точек бака и двигателя. Существует большое разнообразие сильфонов, отличающихся в основном способами изготовления и конструктивным исполнением (бесшовные и продольно-шовные, одно-
Рис. 3.28. Геометрические характеристики сильфонаРис. 3.28. Геометрические характеристики сильфонаслойные и многослойные, армированные и неармированные и т.д.).
Рис. 3.28. Геометрические характеристики сильфона
Рис. 3.28. Геометрические характеристики сильфона
Наиболее широкое распространение получили бесшовные сильфоны, изготовляемые из трубы-заготовки методом глубокой вытяжки. Однослойные сильфоны изготовляются из однослойной тру&<и-заготовки, а многослойные - из трубок-заготтж, состоящих из двух или более слоев материала. При больших давлениях сильфоны армируют: при воздействии рабочей среды на внутреннюю п(верхность армирующие кольца устанавливаются на наружной п(жерхности сильфона, а при воздействии рабочей среды на наружную поверхность армирующие кольца устанавливаются внутри сильфона. На рис. 3.28 в качестве примера представлен типовой бесшовный сильфон с указанием его основных геометрических характеристик, а на рис.3.29 конструвдия сильфота (а).
Основной характеристикой
армированного наружными кольцами (6). сильфона является жесткость, которая устанавливает связь между нагрузкой и перемещением торцов сильфона относительно друг друга и измеряется величиной нагрузки, вызывающей его сжатие или растяжение на 1 мм:Для сильфона, нагруженного сосредо- точедной силой Q:армированного наружными кольцами (6). сильфона является жесткость, которая устанавливает связь между нагрузкой и перемещением торцов сильфона относительно друг друга и измеряется величиной нагрузки, вызывающей его сжатие или растяжение на 1 мм:Для сильфона, нагруженного сосредо- точедной силой Q:2nAQ [ Т\
армированного наружными кольцами (6). сильфона является жесткость, которая устанавливает связь между нагрузкой и перемещением торцов сильфона относительно друг друга и измеряется величиной нагрузки, вызывающей его сжатие или растяжение на 1 мм:
Для сильфона, нагруженного сосредо- точедной силой Q:
армированного наружными кольцами (6). сильфона является жесткость, которая устанавливает связь между нагрузкой и перемещением торцов сильфона относительно друг друга и измеряется величиной нагрузки, вызывающей его сжатие или растяжение на 1 мм:
Для сильфона, нагруженного сосредо- точедной силой Q:
Для сильфона, нагруженного давлением средн р：
с = —-~- ；(3.108)
Рис. 3.29. Конструкция сильфона , армированного наружиымн кольцами, И армирующее кольцоРис. 3.29. Конструкция сильфона , армированного наружиымн кольцами, И армирующее кольцо叫图
Рис. 3.29. Конструкция сильфона , армированного наружиымн кольцами, И армирующее кольцо
Рис. 3.29. Конструкция сильфона , армированного наружиымн кольцами, И армирующее кольцо
(3.109)(3.109)с“QBq вBq иА РВ Р1.100.0001224113860,0003263991,150,0003442021840,0009441941,200,0007311201070,001931191,250,0012988,976,60,0032782,61,300>0020167,756,90,0049362,11,350,0029054,444,60,0068749.2 .1,400,0039445.536,40,0090540,6 .1,450.0051039,030,50,011434,5 .1,500,0064034,326,20,013929,9 .1.550,0078230,622,90,016626.4 .L600,0093327,720,30,019323,7 .1,650,0109325.518,30,022121,5 .1,700.0126123,616,60,024919,7 .1,750,0143622,015,20,027718,2 .1,800,0161620,714,00,030517.0 .1.850.0180019,613,00,033415.9 VL900.0199118,612,20,036215.01.950,0218217,811.40,039014,22,00.0237717,0ЮЛ0,041713,5с“QBq вBq иА РВ Р1.100.0001224113860,0003263991,150,0003442021840,0009441941,200,0007311201070,001931191,250,0012988,976,60,0032782,61,300>0020167,756,90,0049362,11,350,0029054,444,60,0068749.2 .1,400,0039445.536,40,0090540,6 .1,450.0051039,030,50,011434,5 .1,500,0064034,326,20,013929,9 .1.550,0078230,622,90,016626.4 .L600,0093327,720,30,019323,7 .1,650,0109325.518,30,022121,5 .1,700.0126123,616,60,024919,7 .1,750,0143622,015,20,027718,2 .1,800,0161620,714,00,030517.0 .1.850.0180019,613,00,033415.9 VL900.0199118,612,20,036215.01.950,0218217,811.40,039014,22,00.0237717,0ЮЛ0,041713,5Рразр " RРразр " R(3.110)(3.110)
(3.109)
(3.109)
с
“Q
Bq в
Bq и
А Р
В Р
1.10
0.000122
411
386
0,000326
399
1,15
0,000344
202
184
0,000944
194
1,20
0,000731
120
107
0,00193
119
1,25
0,00129
88,9
76,6
0,00327
82,6
1,30
0>00201
67,7
56,9
0,00493
62,1
1,35
0,00290
54,4
44,6
0,00687
49.2 .
1,40
0,00394
45.5
36,4
0,00905
40,6 .
1,45
0.00510
39,0
30,5
0,0114
34,5 .
1,50
0,00640
34,3
26,2
0,0139
29,9 .
1.55
0,00782
30,6
22,9
0,0166
26.4 .
L60
0,00933
27,7
20,3
0,0193
23,7 .
1,65
0,01093
25.5
18,3
0,0221
21,5 .
1,70
0.01261
23,6
16,6
0,0249
19,7 .
1,75
0,01436
22,0
15,2
0,0277
18,2 .
1,80
0,01616
20,7
14,0
0,0305
17.0 .
1.85
0.01800
19,6
13,0
0,0334
15.9 V
L90
0.01991
18,6
12,2
0,0362
15.0
1.95
0,02182
17,8
11.4
0,0390
14,2
2,0
0.02377
17,0
ЮЛ
0,0417
13,5
с
“Q
Bq в
Bq и
А Р
В Р
1.10
0.000122
411
386
0,000326
399
1,15
0,000344
202
184
0,000944
194
1,20
0,000731
120
107
0,00193
119
1,25
0,00129
88,9
76,6
0,00327
82,6
1,30
0>00201
67,7
56,9
0,00493
62,1
1,35
0,00290
54,4
44,6
0,00687
49.2 .
1,40
0,00394
45.5
36,4
0,00905
40,6 .
1,45
0.00510
39,0
30,5
0,0114
34,5 .
1,50
0,00640
34,3
26,2
0,0139
29,9 .
1.55
0,00782
30,6
22,9
0,0166
26.4 .
L60
0,00933
27,7
20,3
0,0193
23,7 .
1,65
0,01093
25.5
18,3
0,0221
21,5 .
1,70
0.01261
23,6
16,6
0,0249
19,7 .
1,75
0,01436
22,0
15,2
0,0277
18,2 .
1,80
0,01616
20,7
14,0
0,0305
17.0 .
1.85
0.01800
19,6
13,0
0,0334
15.9 V
L90
0.01991
18,6
12,2
0,0362
15.0
1.95
0,02182
17,8
11.4
0,0390
14,2
2,0
0.02377
17,0
ЮЛ
0,0417
13,5
Рразр " R
Рразр " R
(3.110)
(3.110)
где л - число гофров; Е - модуль упругости материала; Д-. и Д - Q р коэффициенты (числовые значения коэффициентов в зависимости от
коэф4»шиента гофрирования приведены в табл. 3.1).
Для бесшовного сильфона среднее значение толщины в функции исходной толшины заготовки и коэффициента гофрирования с = D/D в
равняется
Таблица 3.1
Численные значения коэффициентов%
для соотношений (3.107) и (3.108),磁
а также для выражений, приведенных в табл. 3.2
Таблица 3.2
Выражения для определения перемещений и наибольших меридиональных напряжений
Оценка напряжений, возникающих в стенках сильфона при работе, может быть произведена на основе теории изгиба круглых пластинок. В табл. 3.2 приведены выражения для определения наибольших меридиональных напряжений в точках на наружном (г = RJ и внутреннем (г =/? ) радиусах.
Давление разрушения сильфона можно приближенно определить по безмоментной теории по формуле
Таким образом, зная жесткость сильфона, можно определить его перемещение под действием внешних нагрузок и действующие напряже- 晒・ Используя эти же соотношения, можно подобрать параметры силь- Ф°на, обеспечивающие возможные перемещения.
Величина перемещений определяется деформациями, обусловленными Различными причинами. В качестве иллюстрации на рис. 3.30 представ-
Рис. 3.3Q. Геометрические характеристики топливного отсека» влияющие на параметры сильфонаРис. 3.3Q. Геометрические характеристики топливного отсека» влияющие на параметры сильфона(3.112)(3.112)
Рис. 3.3Q. Геометрические характеристики топливного отсека» влияющие на параметры сильфона
Рис. 3.3Q. Геометрические характеристики топливного отсека» влияющие на параметры сильфона
(3.112)
(3.112)
лена схема топливного отсека, в которой расходная магистраль длиной / проходит через бак с другим к««гюнентсии и крепится к двигателю на расстоянии / от
4
шпангоута. Предполагается, что температура компшента верхнего бака и, следовательно, расходной магистрали равна Гр температура компонента нижнего бака равна 7夕 а температура переходных отсеков -Г .
3
Суммарное относительное перемещение конца трубы с учетом температурных деформаций, а также деформаций днища и корпуса может быть представлено следующим образом:
“ (3.111) т дн кор
「0)「0)△/ = а / (Г -Т ) - а I (Г
「0)
「0)
т l lv 1 О7 2 2、2
△/ = дн
(1 - Д)Р .Л2 изб
(3.113)
26Е'
△/ = кор
MJ. MJ。
3 32 2
NJ*
(3.114)
(EF% ' (EF%
'(EF)4
аЛ(Г - Г) - а Z (Г - Т ); ооU 443 U
где р . - избыточное давление в нижней точке днища; 5 - толщина изб
днища; N?, Л/3, N« - сжимающие усилия на участках длиной %, % и
I соответственно： EF - жесткость на растяжение-сжатие； а , а_>412
% а《-коэффициенты линейного расширения соответствующих участков конструкции.
Рнс. 3.31. Вариант конструктивного исполнения топливной магистрали
Выбирать параметры сильфона следует таким о^>азом, чтобы его перемещения были не меньше А/ или перемещений, необходимых из условий сборки, а напряжения - не больше предельных для данного материала. Следует иметь в виду, что зависимости, приведенные выше, могут использоваться только для оценки параметров и уточняются в процессе экспериментальных исследований.
На рис.3.31 представлена в качестве примера расходная магистраль, в которой для компенсации осевых перемещений используется а^ированный сильфон, а для компенсации несоосности магистрали и входного фланца двигателя - эксцентрический переходник.
/ Соединение трубопроводов при всем конструктивном многообразии Можно разделить на три группы: неразъемные, разъемные, быстроразъемные.
К первой группе относятся соединения трубопроводов, выполняемые сваркой или пайкой. Такие соединения просты, удобны, легко выполнимы, обеспечивают высокую прочность и герметичность.
В тех случаях, когда необходимо соединить сварой конструкции из разнородных материалов, например, трубопровод из алюминиевого сплава и сильфон из стали Х18Н10Т, используются биметаллические переходники (см. рис.5.3).
Основные недостатки этих соединений - плохая взаимозаменяемость 0Tдельных участков и некоторая трудность в монтаже.
К числу наиболее распространенных разъемных соединений относят- ся фланцевые и ниппельные. Фланцевые соединения применяются обыч-
но в топливных магистралях диаметром более 80... 100 мм, ниппель' ные - в магистралях меньших диаметров. Герметичность соединения достигается деформированием прокладки при затяжке болпж. в качестве материалов прокладок может применяться прессшпан, мягкий алюминий» латунь.
Равномерное поджатие прокладок достигается большим числом бол- тов и определенной последовательностыо затяжки гаек при сборке системы. Шаг болтов можно ориентировочно принять рашым
/ = (5…7)d при р《1,0 МПа;
/ = (2,5.・.4)d при р > 3,0 МПа.
При применении разъемных соединений принимают меры по раарузке их от воздействия внешних усилии, которые могут вызвать нарушение стыка. Конструктивное исполнение одного из таких соединений представлено на рис.3.31.
К быстроразъемным относятся соединения, предназначенные для разъединения трубопроводов отдельных ступеней многоступенчатой РН или для разъединения трубопроводов РН и наземного обфудования. Они являются самоконтряшимися и расстыковываются одной операцией 一 приложением осевого усилия к трубопроводам.
Теплоизоляция, устанавливаемая на трубопроводы подачи криогенного компонента, не отличается от теплоизоляции баков» а ее особенностао является изоляция компенсаторов с помощью податливых материалов (стекловолокна, стекловаты или поролона), при которой изоляционный материал накрывается сверху чехлом из герметичной ткани, а по торцам приклеивается на основную изоляцию трубопровода.
Трубопроводы подачи жидкого водорода имеют две стажм с вакуумированным между ними пространством, при этом температура внутренней трубы равна температуре жидкого водорода, а внешняя - практически температуре окружающей среды, что приводит к конструктив-1 ным усложнениям, вызываемым обеспечением взаимных перемещений и созданием надежного закрепления внутренней трубы. Перемещения согласуют соответствующим подбором компенсаторов, а закрепление внутренней трубы - применением тефлоновых колец. В качестве изоляции в вакуумированном пространстве используют о&лчно экранно* вакуумную теплоизоляцию.
Тоннельная труба. При прохождении трубопровода одного компонента через бак другого компонента он помещается в тоннельный трубе. При большой длине такого трубопровода он фиксируется в тоннельной 136
рис. 3.32. Вариант конструктивного исполнения тоннельной трубырис. 3.32. Вариант конструктивного исполнения тоннельной трубы
рис. 3.32. Вариант конструктивного исполнения тоннельной трубы
рис. 3.32. Вариант конструктивного исполнения тоннельной трубы
трубе в нескольких метрах. Кроме того, при разных температурах компонентов между трубопроводом и тоннелыюй трубой укладывается теплоизоляция.
На рис. 3.32 представледа тоннельная труба топливного бака, изображенного на рис.3.27.
(3.115)(3.115)Расчет тоннельной трубы аналогнч曰 расчету цилиндрической оболочки, нагруженной внешним давлением, расчетная величина которого отределяется следующим образом：
(3.115)
(3.115)
d "(%д + 8^}-
Основной вид потери работоспособности тоннелыюй трубы - потеря устойчивости. Для увеличения устойчивости ее подкрепляют внешними кольцами, как это показано на рис.3.32, или по трубе формируют так называемые зиги (обычно полукольцевые сечения). Эти зиги являются, по существу, шпангоутами» уменьшающими длину оболочки и, следовательно, повышающими ее устойчивость. Шаг зигов определяется из выражения для критического давления цилиндрической оболочки, нагруженной давлением:
% =妊弘射5/2(3U6)
откуда I 《kE — J ・ Коэффициент k в этом случае
Рекомендуется брать равным 0,64.
Параметры зигов (рис.3.33) можно получить из условия раваютва критических давлений для трубы на участке длиной / и тора соответствующих размеров, для которого
Рис. 3.33. Геометрические параметры тоннельной трубы■
где коэффициент k выбирается в зависимости от соотношения Л
R/5 100250500用
左L00,70,61
В тоннельных трубах большой длины, как и в расходных магистралях, предусматривается установка компенсаторов (см. рис.3.32).
Люк-лаз. Необходимость в люке-лазе объясняется обеспечением проведения монтажных работ в баке после его сборки.
Люк-лаз обычно размещается на верхнем днище бака, а для совмещенных топливных баков — на нижнем днище (не исключается размещение люка-лаза и на боковой поверхности). На рис.3.34 представлено несколько конструктивных исполнений соединения люка-лаза и крышки. Два последних варианта (см. рис.3.34) отвечают повышенным требованиям по герметичности. Диаметр люка-лаза выбирается из технологических соображений (обычно 400...500 мм).
Люк-лаз является самым большим вырезом в оболочке лниша и требует соотвегствукицей компенсации в материале, распределяемом по сечению шпангоута люка. Известно, что вблизи не- подкрепленных отверстий
Рис. 3.35. Схема формирования площади окантовкивблизи отверстия воспользуемсяРис. 3.35. Схема формирования площади окантовкивблизи отверстия воспользуемсяямеет место значительная концентрация напряжений, ош могут быть в несколько раз больше напряжений в оболочке на некотором расстоянии от отверстия. При этом концентрация возрастает с увеличением диаметра отверстия.
Рис. 3.35. Схема формирования площади окантовки
вблизи отверстия воспользуемся
Рис. 3.35. Схема формирования площади окантовки
вблизи отверстия воспользуемся
Для определения дополнительной площади поперечного сечения
хорошо подтверждаемым экспериментом принципом, в соответствии с которым для обеспечения равнопрочности усиления (окантовки) и основной оболочки материал, удаленный из оболочки, должед быть размещен в виде окантовывающего усиления, т.е. эффективную площадь окантовки определяют из соотношения
F = LdS 瓦(3.118)
ок 2 потр
где d - диаметр выреза; 5110Tp 一 расчетная толщина оболочки (без учета выреза); k - коэффициент запаса,左=1...L3.
Следует иметь в виду, что при разработке шпангоута люка сто площадь поперечного сечения из конструктивных и технологических соображений может бьпъ больше, чем площадь, определенная по зависимости (3.118), и тогда расчет сводится к вычислению показателя (который должен бьпъ больше единицы):
9 = ^Д— ,(3.119)
ок
гд^ F - реальная площадь, полученная из чертежа. При этом в эту плбщадь должны входить и утолщения оболочки в зоне сварки. На рис. 3.35 для примера приведено конструктивное исполнение шпангоута
° — ввертной; 6 — вварной° — ввертной; 6 — вварной
° — ввертной; 6 — вварной
° — ввертной; 6 — вварной
люка-лаза и различными штриховками указаны потребная и реальная площади окантовки.
Рис. 3.37. Крепление элементов арматуры внутри бака 140Рис. 3.37. Крепление элементов арматуры внутри бака 14055Конструктивно площадь окантовки может бьпъ реализована не только в самом шпангоуте, но и в виде приварных накладок. Последний вид усиления в ответственных конструкциях нежелателен, так как сварка сама требует дополнительного усилия. Необходимость в ком、 пенсацци вырезов относится не только к люкам-лазам, но и к другим вводам в тсязливный бак элементов пневмогидросистемы, а также к выводу расходной магистрали. На рис.3.36 представлены два конструктивных исполнения ввода труб в бак: ввертной и вварной. Усиление в
Рис. 3.37. Крепление элементов арматуры внутри бака 140
Рис. 3.37. Крепление элементов арматуры внутри бака 140
5
5
райою вывода расходной магистрали хорошо видно на рис.3.31.
Рис. 3.38. Конструктивное исполнение заборного устройства :/ — воронкогаситель; 2 — кронштейн; 3 — днище; 4 — датчик СОБРис. 3.38. Конструктивное исполнение заборного устройства :/ — воронкогаситель; 2 — кронштейн; 3 — днище; 4 — датчик СОБ^^ис. 3.39. Компоновочная схема гаргрота:/ — труба; 2 — крышка; 3 — кронштейн: 4 — обечайка; 5 — кронштейн;6 - кабель^^ис. 3.39. Компоновочная схема гаргрота:/ — труба; 2 — крышка; 3 — кронштейн: 4 — обечайка; 5 — кронштейн;6 - кабельДля крепления элементов арматуры топливных баков внутри и снаружи предусматривают установку кронштейнов, которые привариваются к корпусу бака. Кронштейны используются для мсятажа элементов арматуры с помощью болтовых И винтовых соединений. На рис. 3.37 показан один из вариантов крепления внутри бака демпфирующих перегородок и датчика системы одновременного опорожнения баков. На рис.3.38 показаны два варианта воронкогасителя и их крепления к днищу топливного бака. Достаточно сложной задачей является компоновка элементов электрических и пневмогидравлических связей снаружи баков под гаргротом, пример которой представлен на рис.3.39. Типовые крепления различных труб внутри и снаружи баков показаны на рис.3.40. Для всех соединений должны быть предусмотрены меры по их контровке. Для этих целей применяются пружинные и отгибные шайбы, самоконт- рящиеся гайки, контровочная проволока.
Рис. 3.38. Конструктивное исполнение заборного устройства :
/ — воронкогаситель; 2 — кронштейн; 3 — днище; 4 — датчик СОБ
Рис. 3.38. Конструктивное исполнение заборного устройства :
/ — воронкогаситель; 2 — кронштейн; 3 — днище; 4 — датчик СОБ
^^ис. 3.39. Компоновочная схема гаргрота:
/ — труба; 2 — крышка; 3 — кронштейн: 4 — обечайка; 5 — кронштейн;
6 - кабель
^^ис. 3.39. Компоновочная схема гаргрота:
/ — труба; 2 — крышка; 3 — кронштейн: 4 — обечайка; 5 — кронштейн;
6 - кабель
Рис. 3.40. Крепление снаружи (а) и внутри (б) / — труба; 2 — хомут; ложемент: 4 — кронштейн;панельРис. 3.40. Крепление снаружи (а) и внутри (б) / — труба; 2 — хомут; ложемент: 4 — кронштейн;панельПри количественныхПри количественныхМАТЕРИАЛЫ И ПОЛУФАБРИКАТЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В КОНСТРУКЦИИ
Рис. 3.40. Крепление снаружи (а) и внутри (б) / — труба; 2 — хомут; ложемент: 4 — кронштейн;
панель
Рис. 3.40. Крепление снаружи (а) и внутри (б) / — труба; 2 — хомут; ложемент: 4 — кронштейн;
панель
При количественных
При количественных
ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Основным требованием, предъявляемым к конструкционным материалам, как указывалось выше, является обеспечение минимальной массы конструкида. При выборе материала для топливных баков, ориентируясь на указанный в гл. 1 комплекс требований, следует иметь в виду значимость таких требований, как химическая совместимость с компонентами топлива, коррозионная стойкость, сохранение механических характеристик (прочность, пластичность, вязкость) при действии
низких температур компонентов труб(жидкий кислс^од -183 С, жидкий
бака：водород -253С). Из группы техно-
-логическихтребовании особенно
-важными дляизготовления топливных
баков являются свариваемость и деформируемость.
оценках массового совершенства конструк
ционных материалов для топливных баков используют в основном два показателя: удельную прочность о /р ~ для элементов конструкции»
мв„1/2,
работающих на растяжение, и удельную жесткость £ /р - для элементов конструкида, работающих на сжатие.
В силовой конструкида топливных баков с учетом приведенных соображений нашли применение стали, алюминиевые и титановые сплавы. К перспективным материалам следует отнести бериллиевые сплавы и композиционные материалы. В табл. 3.3 приведены механические свойства материалов» наиболее распространенных в конструкции топливных баков.
Алюминиевые сплавы (плотность р = 2640...2850 кг/м3； модуль упругости £ = 71 ГПа) получили наибольшее распространение в конструкции топливных баков благодаря хорошему соответствию их характеристик перечисленным выше требованиям. Кратко охарактеризуем наиболее распространенные из них.j
Таблица 3.3
Механические свойства материалов топливных баков (листы) при нормальной температуре
Намме -
новаиие
мате
риала
Марка
материала
Сое- тояние мате-, риала
а в
%.2
S. %
£, МПа
Р.
, 3 г/см
МПа, менее
не
Алюми- киевые
АМгб
1201АТ
М Н
3
320
380
410
16
290
320
15
6
6
71000
71000
71000
2.64
2,64
2,85
сплавы
М40Т1
3 и Н
410
300
7
71000
2,75
Сталь 03Х11Н10М2Т-ВД3
1400
—
8
202000
7,85
Тита-
ВТ14
О
900
—
8
115000
4,52
новые
ВТ6С
О
850
—
10
115000
4,45
сплавы
Берил-
АБМ1
о
420
370
9
135000
2,35
лневые
сплавы
*
Н — нагартоваииый ： 3 — закаленный
, М и О — отожженный.
Таблица3.4
,! Механические свойства сплава АМгб / при температурных испытаниях
Г. К
Е, МПа
О . МПа в
%? мт
S. %
77
——
460
—
33,0
203
—
350
—
26,0
293
68000
320
170
24,0
373
62000
300
150
31,0
423
58000
250
130
37,0
473
55500
190
120
43,0
523
52000
160
100
45,0
573
44000
130
80
48,0
Сплав АМгб применяется для изготовления деталей сварных конструкций, холодно-штампуемых деталей, а также деталей высокой прочности, получаемых вальцовкой нагартованного листа (емкости, детали каркаса и др.), работающих при температурах от -196 до +150 °C. Обладает удовлетворительной коррозионной стойкостью в отожженном, нагартованном и горячедеформированном состояниях. В таблице 3.4 представлены данные температурных испытаний листов всех размеров, поставленных в отожженном состоянии. Сплав деформируется в горячем и холодном состояниях. Пластичность листового материала в отожженном состоянии хорошая. Сплаь хорошо сваривается аргонно-дуговой сваркой, термическая офаботка сварных швов не производится. Плас- тичность сварных швов хорошая. Прочность сварного соединения составляет 90 …95 % основного материала (данные для листсж толщиной 1 …3 мм). Для соединения внахлестку коэффициент ослабления сварного шва равен 0,45.
Сплав 1201 применяется для изготовления сварных конструкций и других элементов конструкции. Сплав термически упрочняемый, жаропрочный, предназначен для работы в широком интервале температур, вплоть до -269 С, имеет среднюю прочность и и^сокую технологическую пластичность. Из него могут бьпъ изготовлены все вады полуфаб- 卩матов больших габаритов. Полуфабрикаты хорошо свариваются веши видами сварки. Сплав подвергается термической офаботке： отжигу (полному гуи температуре 380...420 °C и неполному при температуре 350...370 С), закалке (нагрев до ■температуры (535±5) °C и охлаждение в воде с температурой не выше 40 С) и искусственному старению. Минимальные прочностные характеристики имеют полуфабрикаты в закаленном и искусственно состаренном состоянии (о 》360 МПа).
в
Полуфабрикаты, нагартованные после закалки, имеют максимальные прочностные характеристики (*》450 МПа). Свойства материала при растяжении несколько хуже соответствующих свойств при сжатии. Механические свойства этого материала при повышенных температурах снижаются в меньшей степени по сравнению со сплавом АМгб. Так, при температуре 150 С они составляют 80...90 % от свойств при комнатной температуре, в то время как у АМгб только 70....75 %.
Прочность сварных соединений в большей степени отличается от прочности основного материала по сравнению со сплавом АМгб и при этом зависит от вида сварного соединения. Так, временное сопротивление разрьгоу сварного соединения с усилением составляет 70 % от ^в основного металла, а снятие усиления и проплава еще больше снижает прочность сварного соединения. В частности, для листа толщи- 144
ной 2 мм при одноосном нагружедии изменение о , МПа сплава 1201 в
выглядит следующим образом:
Основной металл 436
Сварное соединение с усилением 310
Сварное соединение без усиленияк проплава266
Следует иметь в виду изменения свойств сварных соединений в зависимости от числа повторных нагревов (подварок). Подварки осуществляются ручным способом для устранения дефектов сварного шва. Механические свойства резко снижаются с увеличением числа подва- рсж. Так, о сварюго соединения уменьшается на 40 % после двух подварок. По этим причинам для разных сварных конструкций строго сговаривается допустимое число подварок. Обшдя коррозионная стойкость сварных соединений пониженная^ как и у основного материала.
Титановые сплавы (р = 4500 кг/м , £ = ПО...115 ГПа) благодаря хорошей пластичности, высоксж коррозионной стойкости, относительно малой плотности и высокой прочности при нормальных и повышенных температурах получили широкое распространение для изготовления различных элементов конструкции ракет, включая и топливные баки. Характерным для титановых сплавов, нспользувиых для изготовления элементов конструкции топливных баков, является сплав ВТ14, применяемый для силовых элементов, работающих при температурах до 400 °C и емкостей высокого давления, работающих при температурах от минус 50 до плюс 80 °C. Сплав офабатывается резанием, щтампуется, сваривается аргонно-дуговой сваркой неплавяпщмся электродом. После сварки необходим обжиг при / = 750 °C. Предел "прочности сварного соединения составляет о = 980 МПа, т.е. 85...90 % от основного материала.
Для изготовления основных элементов конструкции топливных баков (обечаек, днищ, шпангоутов, трубопроводов и др.) используются различные виды полуфа6|ж<атов: листы, плиты, профили, трубы, поковки и т.д.
Листы и плиты получают либо непосредственно после горячей прокатки (горячекатаные), либо после холодной прокатки (холоднокатаные). Листами называют катаные изделия толщиной от 0,3 до 10,5 мм. Изделия толщиной более 10,5 мм называют плитами. С целью повышения коррозионной стойкости многие катаные изделия плакиру- 10T. Применяют три вида плакировки катаных полуфабрикатов ： нор-
мальную (А), утолщенную (У) и технологическую (Б). Технологическую плакировку применяют для изготовления катаных изделий трудноде* формируемых сплавов с целью улучшения поведения металла в процессе горячей прокатки.
Сортамент профилей алюминиевых сплавов, выпускаемых промышленностью, насчитывает более 15 000 типоразмеров. По геометрическим размерам их подразделяют на следующие группы： а) сплошные постоянные сечения; б) полые постоянного сечения; в) сплшшые периодического сечения (с законцовками); г) панели.
Полые профили изготавливают двумя способами： прессованием заготовки сплошного сечения в комбинированную (языковую) матрицу и прессованием полой заготовки по трубному методу. Необходимым условием прессования полого профиля по трубному методу является симметричность его сечения относительно двух перпендикулярных осей. Кроме того, из-за сложности осуществления надежной фиксации инструмента от разворота, обусловленной конструкциями действующих процессов, в отечественной практике трубным методом можно прессовать полые профили с круглым или некруглым отверстием, но только такие, которые по внешней конфйгураиии приближаются к трубе.
Особенностью полых профилей, получаемых прессованием через ком- &<нированную матрицу, является наличие свардях швов (двух или более в зависимости от конструкции матрицы) вдоль всего профиля, образующихся в процессе прессования.
ИСПЫТАНИЯ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Испытание как один из этапов жизненного цикла ракеты-носителя имеет очень большое значение для проверки конструкции, ее отработки и, в конечном итоге, для обеспечения ее работоспособности. Суш.ествует определенная ГОСТами и ОСТами структура испытаний, начиная с исследовательских, во время кото|м( ведется поиск конструктивного исполнения отдельных агрегатов РН, до сертификационных, когда принимается решение о соответствии характеристик созданной ракеты требованиям задания.
Наиболее объемными и актуальными для топливного бака являются стендовые (отработочные) испытания, имеющие своей целью определение показателей качества опытных образцов и технической документации, а также доведение их до соответствия предъявляемым требованиям. В стендовых испытаниях принято выделять три этапа: автономная отработка агрегатов, механизмов, узлов и других элементов конструкции; автономная отработка систем; комплексная отработка в составе стендовых изделий. Первый этап испытаний, в свою
очередь, принято разделять на конструктфские, доводочные и чистовые испытания. Среди них выделим конструкторские испытания, в процессе которых проверяется правилыюсть выбранной схемы агрегата (отсека), определяются основныеочередь, принято разделять на конструктфские, доводочные и чистовые испытания. Среди них выделим конструкторские испытания, в процессе которых проверяется правилыюсть выбранной схемы агрегата (отсека), определяются основныеего характерютики, также подтверждается можность получения на тываемои конструкцииего характерютики, также подтверждается можность получения на тываемои конструкцииа воз- испы-а воз- испы-乡勺军 /乡勺军 /Рис. 3.41. Схема опрессовкиРис. 3.41. Схема опрессовкихарактеристик, заданных на этапе проек-характеристик, заданных на этапе проек-
очередь, принято разделять на конструктфские, доводочные и чистовые испытания. Среди них выделим конструкторские испытания, в процессе которых проверяется правилыюсть выбранной схемы агрегата (отсека), определяются основные
очередь, принято разделять на конструктфские, доводочные и чистовые испытания. Среди них выделим конструкторские испытания, в процессе которых проверяется правилыюсть выбранной схемы агрегата (отсека), определяются основные
его характерютики, также подтверждается можность получения на тываемои конструкции
его характерютики, также подтверждается можность получения на тываемои конструкции
а воз- испы-
а воз- испы-
乡勺军 /
乡勺军 /
Рис. 3.41. Схема опрессовки
Рис. 3.41. Схема опрессовки
характеристик, заданных на этапе проек-
характеристик, заданных на этапе проек-
тирования.
Основные виды конструкторских испытаний следующие: на прочность (опрессовка); функщюнирование и соответствие заданным параметрам; герметичность, функционирование и соответствие заданным параметрам при крайних значащих температур.
Ниже в кратксж форме рассмотрим только пе(жый вид испытаний - опрессовку как наиболее ответственный для топливного бака с точки зрения проверки конструкторско-технологических решений силовой к(м4струкции» определения напряженно-деформируемого состояния бака в процессе нагружения, установления критериев прочности, выявления мест разрушения и оценки несущей способности.
Опрессовке^ проверяются отдельные агрегаты и трубопроводы после их сборки в цехах-изготовителях перед монтажом внугрибаковых устройств. Для таких испытаний чаще всего применяется дистиллированная вода с добавка ингибитора, исключающего коррозию материала бака.
Обшие принципы проведения опрессовки начнем рассматривать с анализа схемы, представленной на рис.3.41. Максималыюе давление
-максимальному давлению-максимальному давлениюmax
-максимальному давлению
-максимальному давлению
наддува в полете соответствует Рд®
срабатывания дренажно-предохранительного клапана. Таким давлением бак будет нагружен до уровня жидкости, начиная с которого давление увеличивается пропорияонально высоте столба жидкости до этого уровня и осевой нагрузке, соответствующей рассматриваем(ж<у расчетному случаю, т.е. на величину гидростатического давления
(3.120)(3.120)точке днища топливного бакаточке днища топливного бака匕冲=W-
(3.120)
(3.120)
точке днища топливного бака
точке днища топливного бака
Таким образом, давление в нижней определится следуюищм образом:
厶=喘+ "/缺⑶⑵）
Следует обратить внимание на тот факт, что поперечной и динамической нагрузками, составляющими в сумме весьма незначительную долю от осевой нагрузки, как правило, пренебрегают» учитывая их в запасах прочюсти. Чтобы учесть колебания высоты столба воды, которой заполняется бак в процессе испытания, и разброс показаний манометра, вводится коэффициент запаса 厶=1,05.
С учетом этого коэффициента давление % запишется так：
% =4（喘？"网以（3.122）
Для обеспечения давления % в нижней точке днища бака при опрессовке водой необходимо заполнить бак на шлсоту столба ". В этом случае давление % определится следующим образом:
03=%-哄"，（3.123）
где р - плотность воды; Н - высота столба воды, в
Или с учетом （3.121） давление опрессовки будет равно
%p П % 71 （嘴；+ "网川-噴"，（3.124）
Как видно из схемы нагружения （см. рис.3.41）, верхнее днище и большая часть обечайки топливного бака подвергаются значительно завышенным нагрузкам, что приводит к завышению массы конструкции. Этот эффект проявляется тем больше, чем длиннее топливный бак.
Один из наиболее простых подходов, позволяющих избежать проявления такого эффекта, заключается в проведении опрессовки бака по частям, т.е. ис
пытании отдельных частей бака. На рис.3.42 приведена схема бака с совмещенным днищем, в котором цилиндрическая часть весьма значительна （такой случай характерен для кислородно-водородного
Рис. 3.42. Схема топливного бака по частям
блока). Опрессовка проводится отдельно для каждого из четырех элементов, указанных на рисунке, с обязательной опрессовкой каждого замыкающего сварного шва. При этом давление офессовки для водородного бака может бьпъ убрано в зависимости от давления срабатывания дренажно-предохранительного клапана и коэффициента безопасности /:
県嘴；• (3.125)
Один из способа, который также может бьпъ 冲омадкжан для опрессовки водородного бака, заключается в том, что вся конструкция помещается в ванну с водой, чем исключается влияние столба испытательной жидкости, и затем проводится опрессовка. Недостатком згого способа является необходимость сооружения больших емкостей для проведения испытаний.
Кроме того, испытание на прочность водородного бака может быть совмещено с проверкой на герметичность. В этом случае бак заполняется гелием под давлением» равным давлению опрессовки, и одним из методов, базирующихся на контроле утечки гелия, проверяется степень негерметичности. Кроме совмещения двух технологических отераций, благодаря использованию в качестве рабочего тела гелия, обеспечиваются условия испытания по тшпературе, близкие к рабочим, что существенно увеличивает достоверность получаемых результатов.
I Г л а в а 4 КОНСТРУКЦИЯ БАКОВ
/ с КРИОГЕННЫМИ КОМПОНЕНТАМИ
Криогенные жидкости, такие, как водород, кислород, азот и другие, находят широкое применение в ракетной технике как компоненты топлива и рабочие тела ряда систем бортового комплекса. Жидкий водород и кислород являются в настоящее время наиболее эффективными компонентами для жидкостных ракетных двигателей. Однако их применение связано с необходимостью решения рада технически сложных проблем. Во-перы^х, криогенные жидкости имеют довольно низкие температуры кипения (табл. 4.1), что требует разработки тепловой зашиты баков от действия внешних и внутренних тепловых источников, а следовательно, вызывает усложнение и утяжеление конструкции. Во- вторых, проблема теплозащиты криогенных баков осложняется увеличе-
Таблнца4.1
Физические свойства криогенных жидкостей
Жидкость Плот-Темпера-Теплота
ностьтура ки-испарения
р,пенияQ ,
3нсп
кг/мГ , КкДж/кг
кип
Молеку -Теплопровод-
лярнаяность газа,入
масса.Вт/(м*К) пря
кг/кмольр = 10^ Па,
МГ = 150 К J
Кислород Азот Водород
114290,2213,5320,0127
80477,4197,5280,0140
7020.445520,120
нием размеров топливных баков для кислс^одно-вод^юдных разгонных блоков. Действительно, можно показать, что при одинаковой по массе заправке топливом объем бака горючего кислородно-водчюдного РБ (при соотношениях компонентов топлива 坛 二 5,56) примерно в 7,2 раза, а объем бака окислителя в 1,12 раза больше объемов соответствующих баков кислородно-керосинового топлива % 二 3,07) РБ.
Успехи развития ракетно-космической техники позволяют в настоящее время создать достаточно легкие и надежные теплоизоляционные конструкции баков, которые обеспечивают длительное хранение жидкого кислорода и водорода, азота и гелия.
ОСОВЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ БАКОВ
Выбор компоновочно-силовой схемы топливного отсека с криоген
ными компонентами,ными компонентами,конструктивное исполнение тепловых
ными компонентами,
ными компонентами,
элементов бака определяются не только особенностями свойств компо
нентов, но и значительным разнообразием услоый функционирования
криогенных отсеков. Даже краткое рассмотрение этих условий является крайне необходимым для правильного понимания задач, стоящих； перед проектантом и конструктором при разработке криогенного топ- ?
ливного отсека.
，Усложнение конструкции и ухудшение массовых характеристик отсеков при переходе от высокжипяших компонентов ютлива к криогенным связано прежде всего с необходимостью обеспечения тепловой защиты криогенных баков от различных тепловых источников (с целью уменьшения прогрева кшпонентов и их испарения). Под тепловой зашитой будем понимать теплоизоляцию баков с криогенными кшпонентами и
систему тепловых мостов (силовые связи баков между собой и с другими отсеками, элементы пневмо- и гидросистем, а также электрические цепи от баков к другим отсекам и т.д.).
Теплоизоляция обеспечивает тепловой режим баков с момента заправки на стартовс^ позиции. Тетиюпритоки в бак в указанный период зависят от компоновочно-силовой схемы отсека, формы бака и конструктивного исполнения изоляции. В процессе заполнения бака ксжяю- нентом происходит постепенное захолаживание кедютрукции бака и в том числе теплоизоляционного покрытия. Понижение температуры в изоляции может вызвать ксаденсаиию отдельных компонентов газовой смеси и уменьшение давления в объеме, занимаемом изоляцией. Кроме того, при падении давления в изоляции возможен приток газа, влаги извне (криогенный подсос газа). Все это в конечном итоге ухудшает теплофизические свойства изоляции и может даже привести к ее локальному повреждению.
Таким образом, для обеспечения эффективности внешней теплоизоляции (размещаемой на внешней поверхности бака и непосредственно контактирующей с окружающей средой) из ее полости еще до заправки бака калпаюнтом на стартовой позиида (речь идет о баке с жидким водс^юдом) должен бьпъ удален воздух и исключен (в том числе на весь последующий период полета) криогенный подсос воздуха через имеющуюся в изоляции негерметичность. Удаление воздуха из полости теплоизоляции бака с жидким водородом необходимо еще и для обеспечения пожаро- и взрывобезопасности, поскольку многие изоляционные системы имеют в своем составе материалы, взаимодействующие с жидким воздухом. Кроме того, вод(^х)д, вытекающий из бака, может образовывать с кислородом воздуха взрывоопасную смесь.
Для удаления воздуха, пар(ж влаги, углекислого газа и фреона (последние два газа могут быть в газовых полостях пенопластов) из объема, занимаемого изоляцией, используется система осушки и вентиляции изоляции. Данная система включает в свой состав ге^ообо- лочку, изолирующую внешнее покрытие бака относительно окружающей среды на этапах предстартовой подготовки и полета в условиях атао- сферы, и пневмосистему, обеспечивающую продувку изоляционных слоев инертным газом (газовые баллоны, арматура для подачи газа и т.д.).
Гермооболочка обеспечивает защиту теплоизоляции от механических повреждений (при эксплуатации), попадания воздуха и пар(ж влаги. При несущей схеме топливных баков гермооболочка предохраняет изоляцию от аэродинамических нагрузок и нагрева на атаосферном участке полета. Если используется подвесная схема топливных баков, то Функции гермооболочки могут выполнять элемента конструкции кфпуса Разгонного блока либо, например, головной обтекатель.
В случае подвесных топливных баков гермооболочка выполняется нежесткой, например, из полимерных материалов типа нейлона, фторопласта, иногда в комбинации со слоями металлической фольги.
Выбор газа для заполнения, осушки и продувки изоляции баков с
жидким кислородом и водородом осуществляется на основе анализа свойств газов и компонентов. Основным требованием к газу для
продувки изоляции является низкая теплопроводность и чтобы газ не ксаденсировался на стенке бака с криогенным комгкжентом. Поскольку эти требования противоречивы (см. табл. 4.1), целесообразно выбирать газ, температура конденсации которого' незначительно ниже
температуры жидкого компонента.
С учетом сказанного можно видеть, что теплоизоляцию бака с водородом можно продувать гелием или азотом. В последнем случае на стенку бака следует нанести подслой» например, пенопласта, температура внешней поверхности которого не ниже 77…80 К.
После окончания заправки баков топливом необходима некоторая выдержка с целью захолаживания конструкции бака и топливной системы. В противном случае тепло, аккумулированное до заправки в кон
струкции, приведет к дополнительному испарению кшпонента.
Таким образом, требуемый тепловой режим криогенного топливн(го отсека может быть обеспечен следующими системами и устройствами:
теплоизоляционным покрытием и специальным исполнением тепловых
мостов;
системой осушки и вентиляции теплоизоляции баков;
системой захолаживания топливных магистралей и двигательной
установки;
системой осреднения температурного поля (дестратификация) в жидком компоненте и захолаживания газа наддува；
специальной заправочно-сливной арматурой, дренажными устройствами и другой аппаратура.
Значительные сложности при разработке конструкции топливных баков возникают в связи с тем, что водород с кислородом при определенном соотношении образуют взрывоопасную смесь. Избежать этого позволяют мероприятия, которые необходимо предпринять при разработке конструкции топливных баков.
Прежде всего, конструкцию необходимо разработать такой, чтобы разделить емкости баков окислителя и горючего. Это достигается либо созданием межбакового отсека специальной конструкции, либо применением двойного совмещенного днишз с размещением между ними теплоизоляции. Эти полости продуваются фреоном с последующей проверкой на газоанализаторе на наличие водорода.
Трубопроводы окислителя и горючего размещают в различных гар-
Рис. 4.1. Элементы конструкции топливного бека с криогенными компонентами:
/ — термомост; 2 — зона возможного образования воды; 3 — зона возможного образования инея; 4 — зона продувки фреоном; 5 — гар- грот трубопровода '「'； 6 — гаргрот кабельной сети; 7 — теплоизо
ляция
гротах, и в отдельном гаргроте проводят бортовую кабельную сеть.
Конструкция электросистемы выполняется в пожаро- и взрывобезопасном варианте. Конструкция топливного бака соответствует высоким требованиям по степени ге^етичности. Конструкции трубопроводов и люка выполняются сварными и только в крайнем случае разъемными с обеспечением высокой степени герметичности.
i Кроме изложенных выше особшностей необходимо учитывать обильное образование инея и в отдельных случаях льда на поверхности Конструкции. Наличие льда на элементах конструкции искажает схему нагружения и вызывает дополнительные, иногда нерасчетные напряжения. Особенно это опасно для элементов кабельной сети» трубо- проводое 讨 теплоизоляции. По мере прогрева иней и лед рушатся и превраш^иотся в воду, которая скапливается в различных пазухах (рис.4.1).
ТЕПЛОВЫЕ И СИЛОВЫЕ СХЕМЫ
ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
Температурный режим криогенных компонентов при условии минимальных массовых затрат как на конструктивное исполнение отсека, так и на потери компонентов испарением, может бьпъ обеспечен выбором компоновочной схемы, учитывающей тепловые связи криогенных
Рис. 4.2. Схемы несущих топливных баков с внутренним (а) к внешним (6) теплоизоляционным покрытиями жесткость, предел текучести)Рис. 4.2. Схемы несущих топливных баков с внутренним (а) к внешним (6) теплоизоляционным покрытиями жесткость, предел текучести)
Рис. 4.2. Схемы несущих топливных баков с внутренним (а) к внешним (6) теплоизоляционным покрытиями жесткость, предел текучести)
Рис. 4.2. Схемы несущих топливных баков с внутренним (а) к внешним (6) теплоизоляционным покрытиями жесткость, предел текучести)
баков с другими отсеками ракеты- носителя и окружающей средой.
С учетом места топливных баков в о&цей структуре корпуса ракеты-носителя различают схемы с несущим топливным отсеком, с j подвесными топливными баками и Ц комбинированные топливные отсеки. 9
Топливный . отсек с несущими W баками (рис.4.2) характ^)изуется I выссжим конструктивным совер- 1 шенством.
Однако данная схема требует | применения конструкционных материалов, обладающих одновременно высшими удельными механическими свойствами (удельная прочность и и высокой технологичностью (сва
риваемостью, пластичностью, низкой чувствительностью к монтажным
напряжениям и механическим повреждениям в виде рисок, царапин и других дефектов и т.д.) Поиск кшпромиссного решения должен осуществляться с учетом влияния температуры на прочностные и технологические свойства материалов. Действительно, в зависимости от того как устанавливается теплаооляиия на баке снаружи или изнутри, силовые элементы корпуса бака будут работать или в условиях относительно высжих температур, или/при температуре i жидкого компонента (см. разд. 4.3). При внутреннем расположении ij теплоизоляции она подвертается силовому воздействию лишь со | стороны компонента, и выбор материала изоляции, ее конструктивное j исполнение определяются в значительной степени наличием контакта 3 с жидкостью. Изоляция, нанесенная на внешнюю поверхность бака, I будет испытывать не только тепловые, но и силовые воздействия ] при прохождении плотных слоев атмосферы.j
При выборе теплоизоляционного покрытия криогенного бака следует | помнить, что на траектории полета можно условно выделить атмосфер-1 ный участок полета с относительно интенсивным нагревом и внеа™о-| сферный участок. Различный характер процессов нагрева на этих ] участках, различная их продолжительность влияют на выбор схемы и] материалов теплоизоляционного покрытия.j
Учитывая, что топливный криогенный бак находится в условиях 1 теплового и силового воздействий, можно рекомендовать следующие j схемы конструктивных решений для оболочки бака, отличающиеся сте- 1
Рис. 4.3. Конструктивные схемы оболочки топливного бакаРис. 4.3. Конструктивные схемы оболочки топливного бакапенью интеграции различных функций одним конструктивным элемогтом (рис.4.3).
Рис. 4.3. Конструктивные схемы оболочки топливного бака
Рис. 4.3. Конструктивные схемы оболочки топливного бака
Каждый элемент конструкции выполняет свою функцию (см. рис.4.3, а), а именно: корпус бака 3, выполненный в виде оболочки, подкрепленной продольным и поперечным силовыми наборами, воспринимает внутренние и внешние нагрузки； пенопластовое покрытие 2 обеспечивает требуемый уровень температуры на оболочке бака; для защиты пенопластового покрытия от действия высоких температур используется внешняя теплоизоляция.
Часть функций объединена в одном конструктивном элементе (см. рис.4.3, 6). Так, основная несущая оболочка представляет собой вакуумированную сотовую конструкцию /, подкрепленную шпангоутами. Внешняя теплозащита обеспечивается слоем изоляида 2.
Все функции выполняются одним элементом (см. рис.4.3, 6)- вакуумированный сотовой конструкцией, выполненной из материале®, хорошо работающих как при низкой, так и при высокой температуре.
Топливный отсек с подвесными баками дает большие возможности для варьирования конструкционными материалами корпуса /тсека и топливного бака. Как и в случае предыдущей схемы, выбор материала бака следует выполнять с учетом низких рабочих температур. В тепловом отношении возможны две конструктивные схемы：
изоляция наносится на внутреннюю поверхность отсека и внешнюю поверхность бака (рис. 4.4, о). Такое решение
Может иметь место, когда теп- Рнс. 4.4. Схемы теплонзоляцнн под- Лообмен между корпусом отсека веского топливного бака
и баком осуществляется преимущественно излучением;
изоляция наносится полностью на поверхность топлиыюго бака (см. рнс.4.4, 6).
ПРОЕКТИГОВАНИЕ СИЛОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ БАКА
Применение в качестве компонентов топлива криогенных жидкостей вызывает при разработке конструкида ряд трудности.
Во-первых, необходимо учитывать особенности влияния низкой температуры на механические свойства использу^ых материалов. Исследования механических свойств конструкционных материалов показывает, что их охлаждение приводит к повышению предела прочности при растяжении, увеличению модуля упругости и ухудшению пластических свойств материалов. Поэтому материалы, рекс^ендуемые к использованию при криогенных температурах» должны характеризоваться не только высокой удельн面 прочностью (жесткостью), но и пластичностью, сопротивлением хрупкому разрушению, низкой чувствительностью к концентрации напряжений при низких температурах.
Основными конструкционными материалами для криогенной техники являются аустенитные хромоникелевые сплавы 12Х18Н10Т, 07Х16Н6, 03Х20Н16АГ6, алюминиевые сплавы АМгб, 1201, Д20, титановые сплавы АТ2, ВТБ-1 кт и ряд других (табл. 4.2).
Следует отметить, что упрочнение материалов с понижением температуры положительно сказывается на массовых характеристиках топливного бака. Эту зависимость можно учесть при проектировании баков при условии, что испытания на прочность будут проводиться при низких температурах и при наземной эксплуатации нагрузки на конструкцию бака не будут превышать допустимых.t
Во-вторых, при низких температурах (близких к температуре жидкого водорода) материал станоыггся хрупким» в нем могут 嚙)азовн- ваться микротрешины (сквозные или на определенную глубину). Если топливный бак подвергается многшратному заполнению и сливу компонента топлива, то возможно накапливание в конструкида остаточных деформаций и усиленное трещинообразование, которое ведет к разрушению конструкида. По некоторым оценкам, для конструкций подобного типа допускается тысячекратное заполнение баков жидким вод^юдом.
В-третьих, в оболочках топливных баков появляются значительные градиенты температуры и соответственно большие термические напряжения. Эти явления имеют место в первую очередь вблизи термомостов и при наличии внешней теплоизоляции.
И, в-четаертых, особое внимание при разработке конструкции си-
156
Таблица 4.2
Механические свойства сплавов при низких температурах
Марка материала
Т. К
в
%.2
Ею"
МПа
АМгб
293
340
150
75,8
173
340
180
78,5
77
440
200
81,5
20
530
210
—
1201
293
440
350
72,0
77
550
400
77,8
20
650
460
78,8
ВТ5-1:
293
820
800
109,0
лист 8*2
77
1320
1310
118.0
20
1580
1400
—
лист 6*3
293
940
770
—
77
1440
1220
—
20
1780
1550
—
пруток ф 20
293
780
—
77
1300
—
—
20
1400
—
/
，3X20H16AF6
293
680
370
201,0
77
1250
800
215,1
20
1470
950
—
4
1500
1000
216,9
12Х18Н10Т
293
695
260
206.0
77
1680
420
221.1
4,2
1730
500
223.5
ловой оболочки необходимо уделить сварным соединениям, что объясняется увеличением чувствительности сварного шва к концентрации напряжений и уменьшением коэффициента прочности сварного шва (табл. 4.3).
157
Таблица 4.3
Предел прочности материала в сварном шве
Марка материала
Предел прочности О , МПа
при температуре. К
2937720 j
12Х18Н10Т ВТ5-1КТ АМгб 1201
574963-I
7401140-I
3104 004 20Q
308385455
Опасность хрупкого разрушения вызывает необходимость глубокого анализа напряженного состояния оболочки, особенно в местах соединений элементов различной жесткости (переход от одной толщины к другой, от обечайки и днища к шпангоуту и т.д.). Зоны перехода (места сопряжения, например, шпангоута с оболочкой) конструктивно выполняются в виде оболочки переменной толшдны, линейно изменяющейся от % до % (рис.4.5). Расчет напряжений в оболочке перемен-
Рнс. 4.6. Расчетная схема для определения краевых усилий
н(曲 толшины представляет собой большие сложности, поэтому с приемлемой для инженерной практики точностью она заменяется оболочкой постоянной толшины 5 = (& + &)/2.
ср 23
Представим конструкцию бака, состоящую из сферического днища, цилиндрической обечайки и соединяющего их шпангоута. Кроме того, в составе оболочек выделим переходной участок 5 . Рассмотрим каждый ср
из элементов конструкции отдельно, условно разделив их плоскостями А, В, В в местах их соединения. Каждый элемент находится под действием внутреннего давления, уравновешиваемого безмоментными меридиональными усилиями S, направленными по касательной к срединной поверхности оболочки. Эти усилия приложены и к шпангоуту, на котором они взаимно уравновешивают друг друга.
Под действием давления р и усилий S конструктивные элемента деформируются. Например, край сферического днишз (рис. 4.6, точка Л) перемещается в радиальном направлении на Д( и поворачивается на
Угол % егся наУгол % егся нашпангоут соответственно перемешается на △ и поворачива-
Угол % егся на
Угол % егся на
8 . Аналогично деформируются цилиндрические оболочки и
Шпангоут, изображенные на рис.4.5. Однако поскольку каждый из элементов имеет различную жесткость» то в точках А» Б и В будут раз- личные линейные и угловые деформации. В реальных условиях в силу
совместжж деформации краев элементов коютрувдии можно записать
уравнения
△ н 1А
совместной деформации：
кА' 2Б кБ' ЗВ
=А ； 2В
(4.1
Д1А
0 ; 0= 0 ; 0
кА 2Б кБ ЗВ
что вызывает возникжжение равномерно распределеннш внутренних сил X , X , X и моментов X , X」尤.
135245
Дефсрлацда краевых точек элементов /, 2 и 3 (рис.4.5) определяются всем комплексом силового нагружения р, S,t Х『а именно：
для оболочки / в точке А
Д1А = %1 一打2 - △/＞；
(4.2)
в1А = ~А1 * %；
для оболочки 3 в точке В
△«з口 ~ А Ук — △ Ya — А/
ЗВ /5 ло р
°ЗВ % ^Хб'
(4.3)
для оболочки 2 в точках Б и В (рис.4.5).
При расчете деформаций коротких оболочек необходимо учитывать усилия не только в рассматриваемой точке, но и усилия в противоположной краевой точке, а именно:
Д2Б = - ％3 - *4 - △攵5 + Мб -I
%Н一%一 % +%5 +%；
(4.4)
2В Хз ‘ Х4 Х5 Хб р
，2В = - % - ％ "Х5 + вХ6'
где △*, в* - деформации в рассматриваемой приложенных к удаленному краю.
точке
от усилий,
Угловые и jMHdiHbie деформации шпангоута определяются соопю-
" 2" 2шениями
" 2
" 2
ДкАДкАEFEF(4.5)(4.5)
ДкА
ДкА
EF
EF
(4.5)
(4.5)
ДкБ
m =-兑-%“3 + 乙 + 5円一m =-兑-%“3 + 乙 + 5円一& = 一 Х[ + Х3 + S^ostp -曲，& = 一 Х[ + Х3 + S^ostp -曲，
m =-兑-%“3 + 乙 + 5円一
m =-兑-%“3 + 乙 + 5円一
& = 一 Х[ + Х3 + S^ostp -曲，
& = 一 Х[ + Х3 + S^ostp -曲，
где F - площадь шпангоута; г - радиус до центра масс шпангоута; 4 - момент инерции шпангоута.
Следует иметь в виду, что Д^, 6必 есть краевые деформации элементов оболочки различной формы, вызываемые действием нагрузки Х„ Расчетные соотношения для А», % можно найти в работе [23]. / Решая систему уравнений (4.1) с учетом (4.2)...(4.5), определим усилия X. (i н 1...6) и напряжо1ия в шпангоуте
% 二(4.6) и оболочке
% = I■± 好47)
Где S, X - меридиональное безмоментное усилие и изгибающий щ>аевой Момент в рассматриваемом элементе оболочки.
- 908161
Таким образом, для каждого Лго элемента, а их может быть больше или меньше в зависимости от требуемой точности, из условия
обеспечения их прочности 彳《。^обеспечения их прочности 彳《。^можно определитьможно определитьсреднее насреднее надлинедлинеэлемеэта Г значение толщины 5坤『а в итоге коютруктивно реали-элемеэта Г значение толщины 5坤『а в итоге коютруктивно реали-зовать плавный переход, например, от шпангоута к обечайке.ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫИ КОНСТРУКЦИИзовать плавный переход, например, от шпангоута к обечайке.ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫИ КОНСТРУКЦИИДля наилучшего псжрытия бака сДля наилучшего псжрытия бака скаютруктивногокаютруктивногоисполнедия теплоизоляционногоисполнедия теплоизоляционногокриогенным компонентом необходим учитыватькриогенным компонентом необходим учитыватьследующее：Фактор внешнего силового и теплсжого воздействий за время пребывания аппарата на стартовой позиции до и после заправки компонентом, а также в период полета в ашосфере и космическом пространстве.Характеристики теплоизоляционных материалов и каютрукида как в условиях Земли, так и в условиях глубокого вакуума. При этом принимаются во внимание не только теплофизические свойства материалов (теплопроводность, теплоемкость, плотность), но и механические свойства (предел прочности, температурный коэффициент линейного расширения и газоотделение в вакууме).Технологичность изоляции. Требования технологичности опредеследующее：Фактор внешнего силового и теплсжого воздействий за время пребывания аппарата на стартовой позиции до и после заправки компонентом, а также в период полета в ашосфере и космическом пространстве.Характеристики теплоизоляционных материалов и каютрукида как в условиях Земли, так и в условиях глубокого вакуума. При этом принимаются во внимание не только теплофизические свойства материалов (теплопроводность, теплоемкость, плотность), но и механические свойства (предел прочности, температурный коэффициент линейного расширения и газоотделение в вакууме).Технологичность изоляции. Требования технологичности определяют не только возможность производства определенных материалов.ляют не только возможность производства определенных материалов.но и качествоно и качествоконтроля свойств самих материалов иконтроля свойств самих материалов иконструкцийконструкцийпроцессе монтажа, простоту и надежность установки изоляции на корпроцессе монтажа, простоту и надежность установки изоляции на корпусе бака, сохранность свойств изоляции до нанесения на поверхность изделия и в процессе монтажа (очень часто система теплозащипусе бака, сохранность свойств изоляции до нанесения на поверхность изделия и в процессе монтажа (очень часто система теплозащиты подвергается повреждению в большей степени в процессе сборки, чем в течение всего последующего периода).Эксплуатационные свойства. Разрабатываемая конструкция тепты подвергается повреждению в большей степени в процессе сборки, чем в течение всего последующего периода).Эксплуатационные свойства. Разрабатываемая конструкция теплоизоляции бака должна обеспечивать надежную защиту повреждений, возможность продувки изоляции.Промышленностью в настоящее время отработано для техники большое число теплоизоляционных материалов,лоизоляции бака должна обеспечивать надежную защиту повреждений, возможность продувки изоляции.Промышленностью в настоящее время отработано для техники большое число теплоизоляционных материалов,от влаги икриогеннойтаких, к亦от влаги икриогеннойтаких, к亦волокнистые материалы, пенопласты на различной полимерной основе.волокнистые материалы, пенопласты на различной полимерной основе.а также различные теплоизоляционные конструкции, полученные путем кшбинации отдельных материалов.К материалам, а также конструкциям на их основе, используемым для теплоизоляции криогенных баков, предъявляют следующие требоа также различные теплоизоляционные конструкции, полученные путем кшбинации отдельных материалов.К материалам, а также конструкциям на их основе, используемым для теплоизоляции криогенных баков, предъявляют следующие требования:вания:
обеспечения их прочности 彳《。^
обеспечения их прочности 彳《。^
можно определить
можно определить
среднее на
среднее на
длине
длине
элемеэта Г значение толщины 5坤『а в итоге коютруктивно реали-
элемеэта Г значение толщины 5坤『а в итоге коютруктивно реали-
зовать плавный переход, например, от шпангоута к обечайке.
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
И КОНСТРУКЦИИ
зовать плавный переход, например, от шпангоута к обечайке.
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
И КОНСТРУКЦИИ
Для наилучшего псжрытия бака с
Для наилучшего псжрытия бака с
каютруктивного
каютруктивного
исполнедия теплоизоляционного
исполнедия теплоизоляционного
криогенным компонентом необходим учитывать
криогенным компонентом необходим учитывать
следующее：
Фактор внешнего силового и теплсжого воздействий за время пребывания аппарата на стартовой позиции до и после заправки компонентом, а также в период полета в ашосфере и космическом пространстве.
Характеристики теплоизоляционных материалов и каютрукида как в условиях Земли, так и в условиях глубокого вакуума. При этом принимаются во внимание не только теплофизические свойства материалов (теплопроводность, теплоемкость, плотность), но и механические свойства (предел прочности, температурный коэффициент линейного расширения и газоотделение в вакууме).
Технологичность изоляции. Требования технологичности опреде
следующее：
Фактор внешнего силового и теплсжого воздействий за время пребывания аппарата на стартовой позиции до и после заправки компонентом, а также в период полета в ашосфере и космическом пространстве.
Характеристики теплоизоляционных материалов и каютрукида как в условиях Земли, так и в условиях глубокого вакуума. При этом принимаются во внимание не только теплофизические свойства материалов (теплопроводность, теплоемкость, плотность), но и механические свойства (предел прочности, температурный коэффициент линейного расширения и газоотделение в вакууме).
Технологичность изоляции. Требования технологичности опреде
ляют не только возможность производства определенных материалов.
ляют не только возможность производства определенных материалов.
но и качество
но и качество
контроля свойств самих материалов и
контроля свойств самих материалов и
конструкций
конструкций
процессе монтажа, простоту и надежность установки изоляции на кор
процессе монтажа, простоту и надежность установки изоляции на кор
пусе бака, сохранность свойств изоляции до нанесения на поверхность изделия и в процессе монтажа (очень часто система теплозащи
пусе бака, сохранность свойств изоляции до нанесения на поверхность изделия и в процессе монтажа (очень часто система теплозащи
ты подвергается повреждению в большей степени в процессе сборки, чем в течение всего последующего периода).
Эксплуатационные свойства. Разрабатываемая конструкция теп
ты подвергается повреждению в большей степени в процессе сборки, чем в течение всего последующего периода).
Эксплуатационные свойства. Разрабатываемая конструкция теп
лоизоляции бака должна обеспечивать надежную защиту повреждений, возможность продувки изоляции.
Промышленностью в настоящее время отработано для техники большое число теплоизоляционных материалов,
лоизоляции бака должна обеспечивать надежную защиту повреждений, возможность продувки изоляции.
Промышленностью в настоящее время отработано для техники большое число теплоизоляционных материалов,
от влаги и
криогенной
таких, к亦
от влаги и
криогенной
таких, к亦
волокнистые материалы, пенопласты на различной полимерной основе.
волокнистые материалы, пенопласты на различной полимерной основе.
а также различные теплоизоляционные конструкции, полученные путем кшбинации отдельных материалов.
К материалам, а также конструкциям на их основе, используемым для теплоизоляции криогенных баков, предъявляют следующие требо
а также различные теплоизоляционные конструкции, полученные путем кшбинации отдельных материалов.
К материалам, а также конструкциям на их основе, используемым для теплоизоляции криогенных баков, предъявляют следующие требо
вания:
вания:
соответствие рабочей темгературы материала условиям работы кснютрукции；
низкие значения плотности, теплоемкости и теплопроводности;
высокие прочностные свойства (в пертую очередь предел прочности на сжатие и растяжение);
технологичность материала (возможность нанесения материала на поверхности сложной формы)；
хорошие эксплуатационные свойства (слабое влияние внешних условий на свойства, стабильность свойств со временем, стойкость мат^лшюв к ра^)ушению в процессе эксплуатации и т.д.).
Одной из важнейших характеристик теплоизоляционного материала является теплопржодность. Причал поскольку используемые материалы являются высокопористыми, перенос тепловой энертш через слой изоляции определяется большим числом элементарных тепловых процессов: кондуктивным теплопереносш qq*3 каркас материала и газ, заполняющий поровое пространство; вынужденной кшвеквдей газа и излучением. Интенсивность протжания каждого из указанных процессов различным образом зависит от плотности материала и его структур.
Интенсивность теплопереноса через слой материала определяется кондуктивным переносом энергии (по каркасу и газу) и излучением соответственно
(4.8)(4.8)X = X + —7—^
(4.8)
(4.8)
КОНД 驮0
「- 7*х)~ эффективная температура слоя;горячей и холодной гкжерхностей; л -_Я94а。= 5,668*10 Вт/(м -Т ) - постоянная「- 7*х)~ эффективная температура слоя;горячей и холодной гкжерхностей; л -_Я94а。= 5,668*10 Вт/(м -Т ) - постоянная= 3j(P -产)/(7 / Лг X I
「- 7*х)~ эффективная температура слоя;
горячей и холодной гкжерхностей; л -
_Я94
а。= 5,668*10 Вт/(м -Т ) - постоянная
「- 7*х)~ эффективная температура слоя;
горячей и холодной гкжерхностей; л -
_Я94
а。= 5,668*10 Вт/(м -Т ) - постоянная
串 7 - темпфатура показатель преломления;
Стефана - Больцмана； % - коэффициент ослабления (м")・
Кондуктивную тегикмтроводность высокопористых материалов (р < 〈100 кг/м3) можно оценить соотношением
、=1,2,КОНД、=1,2,КОНД1,3 1 . 2ДКп *1,3 1 . 2ДКп *(4.9)(4.9)
、=1,2,
КОНД
、=1,2,
КОНД
1,3 1 . 2ДКп *
1,3 1 . 2ДКп *
(4.9)
(4.9)
=105 Па;=105 Па;
=105 Па;
=105 Па;
где 入г - теплопроводность газа» заполняющего nq)u, при р
Л - коэффициент аккомодации газа (0,3Л - коэффициент аккомодации газа (0,3Физические свойства газов
Л - коэффициент аккомодации газа (0,3
Л - коэффициент аккомодации газа (0,3
Газ
7
Л^' 10 , м
С. К
Двуокись углерода
1,34
4.20
156
Азот
1,40
6.60
114
Гелий
1,66
19,36
80
Воздух
1,40
6,69
125
для гелия
0,8…0,9 - для азота и угласислого газа); Кп = А/3 - критерй Кнудсага, отношение длины свободного пробега молекул газа А к
характфному размеру п^ювого пространства 5:
А_ 7 PC* С%
А。，Р 一 С〃
где А。- длина свободного пробега молекул газа при % = 10 Па % = 300 К (табл. 4.4).
При выборе материала и оцаке теплоизоляционной конструкции по теплсмтроводности необходимо также учитывать, что обеспечение требуемых свойств покрытия конструктивными мерами (например, герметизирующие и уплотняющие слои) связано с определенными массовыми затратами. Учитывая сказанное, на практике эффективность материала как теплежзоляида оценивают по критерию рХ.
Рассмотри некоторые используемые на практике теплоизоляционные материалы и конструкции на их основе.
Волокнистые материалы
Волокнистые материалы находят широкое применение для теплоизоляции сложных по форме поверхностей, отдельных элементов кснютрук- ими и арматуры пневмогидросистем в силу их высокой технологичности.
Матфиалы получают из кварцевого, стеклянного и минерального волоки. Связь между отдельными волокнами реализуется за счет естественного сношения или с гкжющью связующих. Как праышо, волокна контактируют друг с другом свободно, поэтому кондуктивная теплопроводность зависит не только от свойств волсж网 но и от степени обжатия материала. Однако влияние последнего фактам на кондуктивную теплопроводность 入 оказывается не столь значительным и можно рекомендсжать к использованию соотношение (4.9). При этом характерный pa^«q)порового пространства следует оценивать выражо1ием
= (0,5... 1,8) -^— ,(4.10)
где d - диаметр волокна; П - пористость материала; 1 - П = p/曝 р - плотность материала волокна.
Теоретические и экспериментальные нсследсжания псжазывают, что наилучшие таиюизоляционные свойства волокнистый материал проявляет при использовании волокон диаметром около 1 мкм. Изоляция из такого волокна плотностью 150...200 кг/м имеет в интервале температур 77...300 Кив условиях вакуума значения 入 =
=(0,5...0,6)-10'3 Вт/(м-К).
Перенос излучения в волокнистых материалах удовлетворителыю описывается вторым слагаемым в выражении (4.8). При этом
Поскольку излучение является преобладающим процессом тепло- переноса через вакуумированные изоляционные материалы, то с целью его уменьшения можно добавить к волокнистому материалу металлические порошки (наилучшие результаты получены npi использовании Дискообразных частиц толнщно百 10 и диаметром 5 мкм). Например, добавка алюминиевого или никелев(го плюшка в количестве около 30 % в материал из стекловолокна диаметром 0,6 мкм обеспечивает теплопроводность (0,2...0,3)40 Вт/(м*К) (при Г = 77...300 К).
Однако указанные смеси характеризуются рядом недостатков: склонностью металлического порошка к окислению, расслоению смеси при вибрациях и др.
Волокнистая изоляция используется для зашиты конструктивных
Рис. 4.7. Теплоизоляция днищаРис. 4.7. Теплоизоляция днищаэлементе», напримф, бак(ж с жвдким кис- лородом, а также как элемент составных покрытий.
Рис. 4.7. Теплоизоляция днища
Рис. 4.7. Теплоизоляция днища
Конструктивно изоляция выполняется в виде слоя волокнистого материала 2, укладываемого на защищаемой поверхности / и прижимаемого тканью 3 (рис.4.7).
Пенопласты
Основой многих теплозащитных покрытий криогенных баков являются пенопласты. Они также могут использоваться автономно и как элементы более сложных по составу покрытии.
Структура пенопластов представляет собой отвердевшую пену, образующую систему заполненных газом ячеек, изолированных относительно друг друга или связанных между собой. Как показывают иссле
дования, используемые на практике материалы имеют закрытую пористую структуру (80…88 % от всего объема). В качестве исходного материала используют полистирол, полиуретан, фенольные и эпоксидные полимеры и ряд других.
При уменьшении температуры в замкнутых объемах пор может проис-
Свойства пенопластов
Характеристика материала
фф
ФК-20
ФПР-1
ПЭ-1,2 彳
р, кг/м^
150...190
150...190
40 …60
90...320 ，
О , кПа в
800
800
50
700. . .500(
入2。％ В"(м・К)
—
-
0,046
Д' ю'6, м2/с
0,19...0,18
0,196
-j
С, кДж/(кг'К)
L6
1,52
1.6J
£, МПа
—
—
|3-101 依
—,
—
—
166
ходить конденсация газа и понижение давления (процесс самовакууми- рования). Под действием перепада давлении между окружающей сред而 и объемом изоляида возможно появление потоков массы газа внутрь изоляции (криогенный подсос), т.е. проникновение атмосферного воздуха ч^)ез стенки пор в пенопласте. Накапливающийся на холодной стенке изоляида конденсат вызывает ухудшение теплоизоляционных свойств материала, может привести к его локальному механическому разрушению. Следует заметить, что процесс замещения пенообразующего газа (фреон) тем газом, в который помещен матертал, относительно длителен. Так, проникновение воздуха происходит через несколько месяцев, а водорода и гелия через несколько недель.
Таким образом, для стабилизации процессов теплопереноса внутри пенопластов, а следовательно, и теплофизических свойств, предотвращения криоподсоса слой пенопласта целесообразно герметизировать: Однако обеспечение надежной герметизации связано с дополнительными массовыми затратами на величину (曲) =
2 герм
=1,2…1,5 кг/м , что значительно утяжеляет покрытие (曲) . изол
Теплопроводность пенопласта можно рассчитать по соотношению (4・8), где % = |-л2(1 一 П)/& л - 1,5, d - средний размер пор, величина которого зависит от плотности материала (при р = з
=30...70 кг/м , d = 50…100 мкм). Характерный размер порового пространства 5
Таблица4.5
Марка пенопласта
ПЭ-6
ПЭ-7
ППУ-3
ПСБ
ПС-1
-6О°С
+20°С
о
-60 С
*20°С
20...50
40...60
70
50
200
30...ПО
180
300
400360
32002700
0,025...0,04
—
—
-0,037
—-
1.6
L6
1,46
-1,67
-2,0
—
—
—
—8.5
——
15...60
60...80
Применяемые на практике пенопласты (типа ППУ, ФФ, ФК. ПЭ) рааличаются по плотности, механическим и теплофизическим свойствам (табл. 4.5). Важным моментом, характерным для пенопластов, является относительно высокий температурный коэф4»шиент линейного расширения (для р = 10...80 кг/м3 0 = (70... 120)* 10 6 1/К (по сравнению с его значениями для материала стенки бака, например из АМгб или 1201 (0 н (8…16)ТО В 1/К). Болшая разность значаШ температурного коэффициента линейного расширения для пежшласта и материала стенки вызывает относительно большие термические напряжения в изоляции и может привести к ее разрушению. Для обеспечения работоспособности пенопласта да с внешней пов^)хности упрочняется (армируется) волокнами.
Внедрению пенопластов в криогенную технику способствует высокая технодагичность нанесения изолирующего слоя на поверхность различной степени сложности. Теплоизоляционные покрэпмя могут быть получены устансжксм на поверхности баков заготовки различной формы (рис.4.8), заливкой в полость изделия или щели, где и происходит реакция вспенивания и отвердения, напылением изоляции на защищаемую поверхность.
Важным моментом при использовании метода формирования является обеспечение адгезии пены к материалу подложки. Для повышения
Рнс.4.8. Схема установки нзоляцни на поверхности бака жидкого^
водорода:I
/ — тедларовая пленка; 2 — нейлоио - фенольные слои; 3 — пенопласт； 4 — сотовый заполнитель; 5 — алюмнниевая пластина; 6 — уплотни тельная слоистая перегородка; 7 — заполнитель с пенопластом; 8 - клей: 9 — обработанная алюминиевая пластина; 10 — сегмент: / / - сварное кольцо; 12 — сварной бак; 13 — бак с нанесенной изоляцией
aa
a
a
адгезионных свойств материал может бьпъ подвергнут обработке травлением, грунтовке и т.д.
Нанесение вспениваемой массы методом напыления позволяет получать более тшкие слон, чем при заливке. Этот способ особенно перспективен при изоляции больших поверхностей сложной конфигурации.
На высокой адгезии к металлам (алюминиевым сплавам, ко^хвион- но-стойким сталям) пеноэпоксидов основано получение многослойных покрытий, состоящих из слоев различной плотности. С этой целью используются предвспененные заготовки, которые послойно накладывают друг на друга, а затем повышают температуру в форме до 120... 150 С, при этом объем заготовки увеличивается и слои прочно сцепляются друг с другом без применения каких-либо специальных адгезивов.
Пример конструктивного ранения теплоизоляции водородного бака слоем пенопласта приведен на рис. 4.9, а. Покрытие 2 набирается из отдельных слоев. Внешняя оболочка 3 - стеклонити* протитанные смо- Лрй, препятствует разрушению пенопласта в результате растрескивания. Полость между стенкой бака и пеноъластом по каналам / продувается гелием, предотвращающим кодденсацию газа и взрыв в случае возможных утечек водорода.
Несколько сложнее теплоизоляция показана на рис.4.9, б. Изоляционная система представляет собой фенольную сотовую конструкцию, заполненную пенополиуретаном 2 и приклеиваемую с внешней стороны бака. Гермегизаиия изоляции осуществляется слоями надлоно-феноль- ного материала 3 и полимерной пленкой 4. Как и в предыдущем случае, изоляция по каналам / продувается гелием.
В рассмотренных выше конструктивных ранениях теплоизоляция наносится на внешнюю поверхность бака. Определенные преимущества имеют таиюизоляционные покрытия, наносимые на внутреннюю поверхность, а именью:
клеевое соединение теплоизоляции с баком работает npi относительно высокой температуре：
исключается криогенный подсос воздуха；
меньшая вероятность повреждения изоляции 咿 сборке;
через изоляцию проходит меньшее число узлов крепления и Tq»o мостсж.
Однако такое конструктивное решение характ^)изуегся и рядом существенных недостатков：
возможностью проникновения компонента wiyrpb изоляции;
трудностыо контроля качества нанесения изоляции на стенку бака;
возможностью забивания расходных магистралей отколовшимися кусками изоляции.
Схема внутренней теплоизоляции стенки бака вафельной ксмютрук- ции приведена на рис.4.10. Изоляция состоит из пенопласта /, армированного стеклонитями, стеклоткани 2, пропитанной эпоксидной смолой, механически связывающей отдельные бжжи пенопласта и являющейся герметизирующим покрытием； слоев напыленного герметика 3, затрудняющего проникновение водорода в изоляцию (в реальных условиях водород проникает с течением времени в изоляцию и ухудшает ее характеристики).°
Характеризуя эффективность пенопластов как теплоизоляционных материалов, можно отметить, что она относительно 及зка применительно к атмосферным условиям полета. Когда длительность внеатмосферного участка полета становится значительной» то более эффо<- тивной теплоизоляцией ока^вается ЭВТИ или комбинация ЭВТИ с пенопластом.
45 ТЕПЛОВЫЕ МОСТЫ
Бак с кри<тенным компонентом имеет с другими отсеками и агрега*] тами болыпое число функциональных связей: силоылх, пневмогидравли-\
ческих, электрических, которые реализуются в ваде узлов крепления, трубопровода пневмо- и гидросистем и электрических кабелей. Указанные конструктивные элементы и представляют собой так называемые тепловые мосты (термомосты), по кот(^)ым происходит перетекание тепла от относительно горячих конструкций к топливному； баку.
Из большого разнообразия термомостов рассмотрим силовые элемен-^ ты системы крепления и трубопроводы.
Крепление бака с другими отсеками может быть осуществлено； оболочечными и ферменными конструкциями (рис.4.11). В качестве： конструкщюнных материала широко используют коррозионно-стойкие: стали аустенитного класса, титановые сплавы и композиционные мате-
имеют относительно низ-имеют относительно низ-Рис.4.11. Схемы крепления топливного
имеют относительно низ-
имеют относительно низ-
бака с криогенным компонентом
риалы на основе стекловолокна, которые характеризуются выссжими прочностными свойствами и относительно небольшим значением /А, определяющего эффективность материала как тегикжзолятс^а.
Сравнение конструкцийСравнение конструкцийоболочечных и ферменных показывает» что если первые
Сравнение конструкций
Сравнение конструкций
теплоприток. Окончательныйтеплоприток. Окончательныйкие массовые характеристики (как силовые элемаггы), то как теплоизоляторы по сравнению с фермами они обеспечивают большей вывод относительно эффективности
теплоприток. Окончательный
теплоприток. Окончательный
применяемого конструктивного решения можно сделать лишь на осн(жании всесторсжнего учета влияния внешних (силоылх и тепловых) факторов на интегральные массовые затраты (с учет(ж< испа
рения компежента).
Относительно небольшой теплоприток через фд)му объясняется, во
перылх, большим тимическим сопротивлением самих стержней по сравнению с оболочечной конструкцией (п}»1 одинаковой несущей способности) и, во-вторых, использованием шарнгцмлх соединений (больше контактное сопротивление).
В конструктивном отношении стержень состоит из трубы, выполняемой t как правило, из композиционного материала (стеклопластика, углепластика), и концевых фитингов» обеспечивающих передачу локальной нагрузки на отсек. Фитинги Ыэшолняются из металлических материалов, которые относительно хорошо согласуются с композиционным материалом стержня по величине температурнсго коэффициента линейного расширения и имеют низкую теплопроводность (титаноызю Сплавы). Для ум«{ьшения массы фитингов они могут быть изготовлены из двух материал(ж (например, ОТ4 и Д16).
Уменьшению тепловых потоков через стержни способствует не только ылбор материала, но и заполнение внутреннего объема стд)жня кварцевым или стеклянным волокном, а также нанесение теплоизоляции на внешнюю поверхность.
В этом случае интегральный тепловой поток через теплоизолированный стержень диаметром d будет равен сумме теплового потока
через сам стерженьчерез сам стержень(4 .⑵(4 .⑵
через сам стержень
через сам стержень
(4 .⑵
(4 .⑵
и теплового потока по изоляции в нагфавлении, параллельном бою гкжерхности стержня.
（4. 3）（4. 3）-из =中产 ст
（4. 3）
（4. 3）
где р,尸仃-периметр и площадь поперечного сечения стержня;必- теплотроводность материала стержня;入丄，% — соответственно теПло-
проводность изоляции в направлении, перпевдикулярном и параллельном боковой поверхности стержня; 5- толшдаа изоляида; I -
длина стержня； ДГ = Г^ - Г^ - перепад температур на длине стержня.
Из анализа приведенных выше соотношении следует, что тепловой поток (Q + Q ) достигает минимальна4。значения при оптимальной ст из
толщине изоляции
(4.14)
и оптимально длине стержня
(4•⑸;(4•⑸;33 (入 d /4+AQ )ИЗ СТ СТ II из
(4•⑸;
(4•⑸;
Примеры конструктивного исполнения стержня из композиционного материала приведены на рис.4.12. Среднее значение теплопроводности стд)жней подобной конструкции в интервале температур 20...30 К примерно 0,4 Вт/(м*К).
Дальнейшее уменьшение теплопритока через стержень может быть достигнуто увеличением контактного термического сопротивления, а именно： путем создания многократных, последовательно расположенных контактов между п(жторяюшимися элементами законцовок. Многоконтактные опоры характеризуются контактом между тонкими пластинами (рис.4.13). Большего сопротивления удается достигнуть посредством помещения между пластинами сегчатых прокладок. Например, использо-
3
4.12. Конструктивные схемы стержней ：
фктмиг; 2 — труба; 3 — волокно
прокладок толщиной 0,8 мм из стеклопластика СВ АМ снижает таикятроводность стопки пластин примерно в 2 раза по сравнению с ^кмюлитным материалом.
По результатам отдельных эксперименте® ср^нее значение теплопроводности при увеличении нагрузки до 3,5 ТО Па возрастает примерно в 2,8…3 раза (咁 перепаде температур на стопке пластин 20...300 К). Некоторые данные по термическому сопротивлению ((= =I /入)стопок контактируемых пластин как функции удельной нагрузки (Р = N/R ) приведены на рис.4.14.
Как видно из рисунка, термическое сопротивление контактов между металлическими пластинами меньше, чем между неметаллическими.
Как отмечалось, использование в конструкции крепления криог* нах) бака шарнирных соединений позволяет еще более увеличить термическое сопротивление соединений. Действительно, в месте соединения типа иухо - вилка** термическое сопротивление зависит от теплофизических и механических свойств материалов контактирующих
Rk，m”・K)/8 m
4444。戶。戶。2。2Рнс. 4.13. Конструктивная схема заделки стержня:/ — шайба; 2 — фитинг: 3 — труба; 4 — волокноРнс. 4.13. Конструктивная схема заделки стержня:/ — шайба; 2 — фитинг: 3 — труба; 4 — волокно写写00552243437020 加,7020 加,
44
44
。戶
。戶
。2
。2
Рнс. 4.13. Конструктивная схема заделки стержня:
/ — шайба; 2 — фитинг: 3 — труба; 4 — волокно
Рнс. 4.13. Конструктивная схема заделки стержня:
/ — шайба; 2 — фитинг: 3 — труба; 4 — волокно
写
写
0
0
5
5
2
2
4
3
4
3
7020 加,
7020 加,
Рис.4.14. Зависимость контактного сопротивления от удельной
нагрузки для различных вариантов конструктивного исполнения опор:|
320320дробеструйнойдробеструйнойпластин 5 нплобработки); 2пластин 5 нплобработки); 20,10 мм из стали Х18Н1ОТ (п2<0,10 мм из стали Х18Н1ОТ (п2<63 пластины 3» 0,15 мм из сталипл/63 пластины 3» 0,15 мм из сталипл/Х18Н1ОТ (сХ18Н1ОТ (спластинпластин5 пл5 плнакаткой) =2,0накаткой) =2,0с прокладками из пяти слоев пленки ПЭТФ;戸-с прокладками из пяти слоев пленки ПЭТФ;戸-0, 1 мм из стали0, 1 мм из сталимм из стеклопластика СВ АМ с прокладками 5MХ10Н1ОТ (после дробеструйной обработку)мм из стеклопластика СВ АМ с прокладками 5MХ10Н1ОТ (после дробеструйной обработку)прокладками из пяти слоев ПЭТФ; 4 - 200 пластин 5> 0.1 ^м изплпрокладками из пяти слоев ПЭТФ; 4 - 200 пластин 5> 0.1 ^м изпл
320
320
дробеструйной
дробеструйной
пластин 5 нплобработки); 2
пластин 5 нплобработки); 2
0,10 мм из стали Х18Н1ОТ (п2<
0,10 мм из стали Х18Н1ОТ (п2<
63 пластины 3» 0,15 мм из стали
пл/
63 пластины 3» 0,15 мм из стали
пл/
Х18Н1ОТ (с
Х18Н1ОТ (с
пластин
пластин
5 пл
5 пл
накаткой) =2,0
накаткой) =2,0
с прокладками из пяти слоев пленки ПЭТФ;戸-
с прокладками из пяти слоев пленки ПЭТФ;戸-
0, 1 мм из стали
0, 1 мм из стали
мм из стеклопластика СВ АМ с прокладками 5MХ10Н1ОТ (после дробеструйной обработку)
мм из стеклопластика СВ АМ с прокладками 5MХ10Н1ОТ (после дробеструйной обработку)
прокладками из пяти слоев ПЭТФ; 4 - 200 пластин 5> 0.1 ^м из
пл
прокладками из пяти слоев ПЭТФ; 4 - 200 пластин 5> 0.1 ^м из
пл
стали Х18Н1ОТ-М (после дробеструйной обработки) с прокладками изпнти слоев ПЭТФ; 5 — 257 пластж 5= 0.1 мм га стали Х18Н1ОТ с
пл
прокладками из пяти слоев стеклобумагн МКВ
элементов, а также нагрузки, передаваемой через площадку контакта. 3
Если представить стержневую опору как последовательное соедине-] ние Ммногоконтактная on叩—стджо^ь - многоконтактная опора”，то,] значение эффективной теплопроводности такой опоры 入 можно оце-|
(4.16)(4.16)нить следующим образом. Суммарюе термическое сопротивление равно
(4.16)
(4.16)
n _ стст
0 "入厶尸~ "人尸
Эфф ст ст ст
Откуда 入
入 = ст
эфф t + 2R /R * к ст
где /?父 R^ - тершческое сопротивление контактной опоры ri стд)жня
соответственно.
[Теплоп|жт(ж в бак через трубопроводы (наддува, дренажный, забора топлива и т1д.) определяется теплопроводностью че- & стенку и газ или жидкость, конвекцией и излучв1ием. Основная часть теплового потока определяется таиюпроводностью стенок трубопроводов. Поэтому, как и в случае силовых onq), основными путями увеличения термического сатротивления рассматриваемых элементов будут выбор ма- тфшлов и теплоизоляция трубопровода.
^Уменьшению ттлопритока через трубо- прсвод диаметром d способствует разме-
СТ
щег^ие его в слое изоляида на рассто- •
янин % параллельно поверхности бака. При этом длина трубопровода, при котс^юй обеспечивается минимальный теплоприток по трубе, будет рав甫
I ГХ F Arcch(2/ /d )
(4.17)(4.17)I 貝 тр тр1 тр
(4.17)
(4.17)
Большой практический интерес представляет собой замена трубопровода d (г ) гофрированной трубой той же длины и толщиной стенки 5 рю.4.15). В случае такой замены при постоянной высоте рабочая длина гофрированной трубы 厶 увеличивается, а соответственно изменяется термическое сопротивление. Однако наличие теплообмена между стенками гофра путем тоиюпроводности через газовую прослойку (сы^бодная конвекция отсутствует) несколько уменьшает термическое 8巾отивление.
Таиризоляпия сильфона с наружной стороны, естественно, уменьшает тйиюприток через трубопровод, но заполнение зазоров между гофрами\волокнистым материалом не изменяет величину теплопритока в бак. I
ww505040403030202000тепловое нагружполета;тепловое нагружполета;
w
w
50
50
40
40
30
30
20
20
0
0
тепловое нагружполета;
тепловое нагружполета;
4・6・ ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННОГО ПОКРЫТИЯ
В процессе проектирования теплоизолящкнмого псжрлтия ( выбираются: схема ТИП (внопнее и внутреннее покрыта); струн (число слоев и материал каждого слоя); геометржмеские парам слоев (толщина слоя по всей теплоизолирукой поверхности) некоторых условиях теплового q(f) и силового p(f) нагружения.
Для теплового нагружения топливного бака характерны следую режимы (4.16)： нахождение на стартовой позиции % 门，движение! в
плотных слоях атмосферы (% > 0,13 кПа, q у)и разреженных сл<
атмосферы q^ ^.
Грасгофа; Рг = р/а - критерий Прандтля;Грасгофа; Рг = р/а - критерий Прандтля;?а.у?а.у22этапамэтапам2, 32, 3потокапотока720小720小поток вОТИСпоток вОТИСуженне еннымнуженне еннымнNu = 0,135(GrPr)，/3Nu = 0,135(GrPr)，/3Рис. 4.16. Тепловое топливного бака с компонентами:Рис. 4.16. Тепловое топливного бака с компонентами:где Nu = о//入-критерий Нуссельта; Gr =где Nu = о//入-критерий Нуссельта; Gr =рассматриваемые точки поверхности бака;зависимость теплового от времени полетарассматриваемые точки поверхности бака;зависимость теплового от времени полетаПри нахождении РН на стартовой позиции тоиювой определяется процессом свободной ксшвекиии, которая критериальным уравнением
Грасгофа; Рг = р/а - критерий Прандтля;
Грасгофа; Рг = р/а - критерий Прандтля;
?а.у
?а.у
2
2
этапам
этапам
2, 3
2, 3
потока
потока
720小
720小
поток в
ОТИС
поток в
ОТИС
уженне еннымн
уженне еннымн
Nu = 0,135(GrPr)，/3
Nu = 0,135(GrPr)，/3
Рис. 4.16. Тепловое топливного бака с компонентами:
Рис. 4.16. Тепловое топливного бака с компонентами:
где Nu = о//入-критерий Нуссельта; Gr =
где Nu = о//入-критерий Нуссельта; Gr =
рассматриваемые точки поверхности бака;
зависимость теплового от времени полета
рассматриваемые точки поверхности бака;
зависимость теплового от времени полета
U = =Г—, Г 二ДГ = Г -Г ：
7 cp 2 ср
/ 卜 характерный размер Зсота) бака; у = ^- - коэффициетт
кш^ематическсх вязкости; а температуропроводность.
Соотношение (4.18) можно записать относительно коэффициента теплообмена
8 一w ’
где 叫丿 а именно: /.к = 3'76： Л200к = 2,14;曲^ = =1,71 Вт-м'2-К'4/3.
Для стаиишарного режима прогрева ТИП, предполагая % = 7* (рис.4.17), можно записать：
q = M - Г ) = f (Г - Г ).(4•⑼
ТИП
Откуда
(4.20)(4.20)BiJQ Л
(4.20)
(4.20)
31 + Biн ^ s !/а +(8/Хтип
Рис. 4. 17. Схема тепловоРис. 4. 17. Схема теплового нагружения стенкн бакаго нагружения стенкн бакагДе Bi » 777 критерий Био.
Рис. 4. 17. Схема теплово
Рис. 4. 17. Схема теплово
го нагружения стенкн бака
го нагружения стенкн бака
/5тип
На активном участке полета величина теплового потока зависит от параметров газового потока, положения рассматриваемой точки на поверхности и компоновки носителя. Пример тепловой нагрузки для подвесного топливного бака приведен на рис.4.16.
Нестационарное распределение температуры по толщине слоя (см. рис.4.17) определяется ре山&<нем уравнения тепло- пр(жодности
叫нп а/" = Ь" [Чип Э7)叫нп а/" = Ь" [Чип Э7)(4.2](4.2]
叫нп а/" = Ь" [Чип Э7)
叫нп а/" = Ь" [Чип Э7)
(4.2]
(4.2]
Tип乳之叫一тип Э7 * 叫Tип乳之叫一тип Э7 * 叫где р, с, 5 — параметрыгде р, с, 5 — параметрыпри граничных условиях:
Tип乳之叫一
тип Э7 * 叫
Tип乳之叫一
тип Э7 * 叫
где р, с, 5 — параметры
где р, с, 5 — параметры
%) — на вншш^ границе;
%
^~ + %(% ~ TJ на внутренней
стенки； a, 7r - определяются соотноше]
разд. 2.4.;嘖—коэффициент конвективного теплообмена на границе стенка - жидкость.j
В качестве началыюго условия 7(f = 0, у) рассматривается распределение в режиме стартовой позиции.!
При решении уравн^ия (4.21) можно предположить постояйство теплофизических характеристик ТИП по толщине слоя, но обязательно необходимо учесть зависимость теплопроводности от давления в слое изоляции (р = р(/)) вследствие изменения внешнего давления по траектории полета или процесса самовакуумирования.
При выборе материала покрытия необходимо обеспечить минимум массы ТИП (материал слоя должен обладать такими теплофизическими свойствами, которые дают (/4T )哂).
При выбеге толщины теплоизоляционного слоя необходимо учесть: по-первых, с увеличьием толшины слоя возрастает масса ТИП, а именно:
“ТИП ■(а)ТИП‘
где S - площадь теплоизолирувдой поверхности;
во-вторых, с увеличением ^rm уменьшается тепловой поток в топливный бак：
-среднее значение теплового потока по траасгории и соответственно уменыпаегся масса испарившеюся кошюн^та
qNS
где Дт - период нагрева；拉…-теплота испарения жидксмю комгюнента.
Учитывая сказанное,叫бираем 8^„„ таким, чтобы был обеспечен ТИП
минимум суммы
叱='ни * »(424)
Таблица 4.6
Статистические характеристики теплоизоляции топливных баков
Объект
Схема
Тол-
Сред-
Масса
Эффективная
изоляции.
щииа
няя
еди-
теплопровод-
материал
слоя.
мм
плотность,
,3 кг/м
инны
по
верхности.
,2 кг/м
ность.
Вт/(мК)
Бак % Н ступени РН RV，
Внешняя
изоляция, пенопласт
40,6
100
4,15
0,064...0»13
Бак Нл П 2
ступени РН
(вариант изоляции)
Внешняя
изоляция, вакуумированные соты
25
150
2,4
0.035...0,049
Бак "с 皿 2 ступени РН *S=V*
Внутреняя
изоляция, пенопласт
25,4
81,2
2,04
0>039...0.072
Промежуточное днище топливного бака Ш ступени РН *s-v*
Соты, заполненные стеклово - локиом
102
64
0,070
EEнесложныхнесложных〃 opt〃 optРис. 4.18. Выбор толщины ТИПРис. 4.18. Выбор толщины ТИППосле получим (曲).После получим (曲).mlminmlmin力 а/3%К力 а/3%КI=ТИПорСI=ТИПорС•. (4.25)•. (4.25)
E
E
несложных
несложных
〃 opt
〃 opt
Рис. 4.18. Выбор толщины ТИП
Рис. 4.18. Выбор толщины ТИП
После получим (曲).
После получим (曲).
mlmin
mlmin
力 а/3%К
力 а/3%К
I=
ТИПорС
I=
ТИПорС
•. (4.25)
•. (4.25)
а/纤 тнпаДГДтгде 加工耻!！ * Я— максимальнон с п
возможные на траектории потери массы компонента (при отсутствии теплоизоляции).
Характеристики некоторых применяемых на практике теплоизоляционных покрытий приведены в табл. 4.6.
В более точной постановке задача выбора толщины ТИП может бьпъ
решена так:
для некоторой схемы и материала ТИП задаемся набсфом значений
5тип:
решая уравнение (4.21), определяем тепловые потоки в бак и массу испарившегося компонента m ；
Енсп
находим аггимальное значение толщины ТИП (рис.4.18).
Относительно теплопритока в бак через тепловые мосты следует заметить, что он невелик по сравнению с теплопритоком через теплоизоляцию. Однако Ш)необходимо учитывать прт проектировании термомостов, при анализе теплового состояния в окрестности этих мостов.
Г л а в а 5
ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ
Герметичность - свойство изделия или его элементов, исключакшее проникновение через них газообразных и (или) жидких вещеста (ГОСТ 2679(>В5).
Этим объясняется то, что для тотливных баков требование по герметичности является одним из определяющих. Количественная мера герметичности зависит от многих обстоятельств： вида компонентов
180 j
топлива, времени нахождения летательного аппарата в заправленном состоянии, условий окружающей среды и т.д.
Количественной мерой герметичности отсеков летательных аппаратов является степень герметичности - характеристика герметизированного изделия, определяемая суммарным расходом вещества через его течи. Под течью при этом понимается канал или пористый участок изделия (или его элементов), нарушающей их герметичность.
В общей виде негерметичность замкнутого объема характеризуется объемным расходом контрольного газа, приведенным к определенному давлопио, в единицу времени (поток газа).
(5Л)(5Л)
(5Л)
(5Л)
где У - объемное количество газа, проникающею через участок нег^)метичности, м3 (л); р - давление газа, Па (мкм рт. ст.); / - время, с (в скобках указаны ранее используемые единицы измер^шя).
Соотношения между потоком газа в системе СИ и СГС следукицие:
1 Вт= 1 З5- = 7,51-103 "'мкм рт.си
"•мкм Р5 = 1,33-ю-4= 1,33-10'4 Вт.
сс
[В современной практике контроля герметичности в зависимости от требований по герметичности, предъявляемых к отсеку» и от метода Проверки герметичности применяют различные критерии оценки степени Герметичности, основными из которых являются: суммарная утечка (натекание), локальная утечка и время падения давления.
Суммарная утечка 一 утечка через все микронеплотности контролируемой поверхности, т.е. величина Q в соотношении (5.1).
Локальная утечка - утечка через локальные микронеплотности контролируемой пов^)хности.
Время падения давления - время спада давления от исходной величины (больше атмосферного) до атмосферного после прекращения подачи в него контрольного газа.
Причинами утечки рабочего тела из герметизируемой полости являются： конечная проницаемость не имеющего дефектов основного материала или (и) уплотнения по отношению к рабочему телу (рис.5.1, а); наличие микроканалов как следствие дефектов в
ГерметизируемаяГерметизируемаявнешняя средавнешняя среда円"z円"zГерметизируемаяГерметизируемаяВнешняя средаВнешняя средаРис. 5.1. Каналы утечки рабочего тела нз герметизируемой плоскостиРис. 5.1. Каналы утечки рабочего тела нз герметизируемой плоскости
Герметизируемая
Герметизируемая
внешняя среда
внешняя среда
円"z
円"z
Герметизируемая
Герметизируемая
Внешняя среда
Внешняя среда
Рис. 5.1. Каналы утечки рабочего тела нз герметизируемой плоскости
Рис. 5.1. Каналы утечки рабочего тела нз герметизируемой плоскости
основном материале, так и в местах неразъемных соединений (сварного (см. рис.5.1, б) или паяного шва, клеевого соединения]; наличие микроканалов между основным материалом конструкида и уплотнением за счет шероховатостей в месте стыков и неплотным их облеганием материалов уплотнения (см. рис.5.1, в). Рассмотрим в краткой форме механизм утечки по каждой из указанных причин.
Жидкости, подобно твердым телам, характеризуются незначительной сжимаемостью и большой плотностью, но в то же время не обладают упругостью и легко текут. Проникающая способность жидкости обусловлена тем, что ее молекулы совершают тепловые колебания (жоло некоторых положений равновесия, которые в отличие от твердых тел не являются неизменными. По истечении некоторсих) времени молекулы перемешаются из одного положения равновесия в соседнее. Проникающая способность жидкости в значительной степени зависит от динамической вязкости, которая весьма различна для разных жидкостей (табл. 5.1).
При обычных давлениях и температурах среднее расстояние между молекулами газа примерно на порядок больше, чем в жидкостях и твердых телах. Поэтому плотность газов значительно меньше плотности жидкостей. Увеличение плотности и вязкости, как правило, сопровождается снижением проникающей способности. Большое влияние на проникающую способность оказывает смачивание жидкости, его капиллярная постоянная.
Герметнзнруемая
среда
Плотность.
,3 кг/м
Вязкость динамическая, мПа*с
Поверхностное на
тяжение на границе с воздухом
з
10 . Н/м
Гелий
0,178
0,0188
Воздух
1,293
0,0181
—
Керосин
790...820
1.8
24,0
Вода
998
1О
72,7
Мннералыюе
840- .890
10...20
36,4
Таблнца5.1
масло
Свойства средСвойства средВ табл. 5.1 представлены данные, характеризующие проникающую способность сред, наиболее часто используемых в машиностроении для контроля герметичности соединении. Плотность гелия почти на поря* док меньше плотности воздуха при примерно одинаков^ вязкости. Естественно, что герметизация емкостей с гелиои наиболее трудоемкая. Плотность жидкостей почти на три порядка превышает плотность воздуха, поэтому они уступают газам по проникающей способности. Керосин, вода и масло незначительно различаются по плотности и существенно - по параметрам смачивания. Наиболее легко из пред- ставленных в таблице сред герметизируется минеральное масло, обла- дающее очень высокой вязкостью.
Свойства сред
Свойства сред
Проникающая способность жидкостей увеличивается с возрастание кинетической энергии теплового движения молекул, которое противодействует стремлению молекулярных сил к уменьшению поверхности.
Поток газа за счет проницаемости газов через не имеющий дефектов мат^рш! может быть определен по следующей заыюимости：
(5.2)(5.2)Q = k今（厶一咽
(5.2)
(5.2)
Г№ fe = Лехр { - МГ№ fe = Лехр { - М-коэффициент проницабюсти, определяемый в
Г№ fe = Лехр { - М
Г№ fe = Лехр { - М
основном экспериментальным путем для каждой системы "рабочее тело
-стенка**; S - площадь стенки; 8 - толщина стенки; £ - энергия
активации для активной диффузии; А - константа, соответствующая значению k при £ = 0.
Таким образом, проницаемость определяется в значительной степе-
ни, кроме толщины стенки, перепада давлений и температур, составом ] системы “газ - стенка**.
Отметим влияние на проницаемость способа получения мате|^ала I стенки. Металлы, имеющие крупнозернистую структуру, в большинстве случаев отличаются большой проницаемостью, так как пространство между зернами может быть незамкнутым. При литье детали неизбежно получение крупнозернистой структуры. Поэтому литые детали не рекомендуется применять для узлов и отеков, котх^ые должны обладать высокой герметичностью. Следует также иметь в ваду, что на проницаемость конструкционных материалов влияет его химический состав. Например, проницаемость сталей для водорода возрастает с увеличе- ниои содержания в них углерода.
При оценке путей возможных утечек для практически использутл конструкционных материалов и толщин герметических емкостей необхо
димо иметь в виду, что утечки, вызванные проникновением жидкого тела через основной материал (металл), даже при значительных площадях поверхности практически не имеют места и могут не учитываться при оценке герметичности топливных отсеков с характерными для настоящего времени требованиями.
Диффузия компонентов может иметь место для элементов конструкции, изготовленных из неметаллических материалов (разделительные мембраны, резиновые уплотнения и т.п.).
Проницаемость газа через резиновые уплотнения для одной из наиболее широко распространенных форм (кольцо с круговым сечением) может бьггь оценена по следующей зависимости：
Q = O,133・M1D(1 - е)2Др, [Вт]. (5.3)
где k - коэффициент запаса (fe = 1,2…1,5); П - коэффиидап1 проницаемости материала уплотнения по южретнб4y газуП, Вт; D\ - средний диаметр уплотнения, м； е - степень поджатия уплотнения (0,25...0,40); Др - перепад давлений на поверхностях угиютне- ния, Па.
В табл. 5.2 в качестве примера приведены величины коэффициента проницаемости для нескольких сортов резины по азоту и гелию.
Второй причиной утечек, как указывалось выше, является наличие микроканалов как в основном материале (дефекты), так и в районе неразъемных соединений, в частности, таких, как сварные и паяные швы. Механизм их появления различен, и сам факт их наличия свидетельствует об аномалии материала или соединения. Однако размер этих каналов может быть такой, что располагаемые средства контроля утеча< не фиксируют их. Кроме того, далеко не всякая течь пред* ставляет опасность. J
Марка резины
3 м Коэффициент проницаемости,. 口@
по азоту
по гелию
ИРП 1118
-17 (5.一8)•10
(4...7)1016
ИРП 1289
(6...10)-10,7
(2. . .4) Ю'16
51-1433
-15
(1,8. . .2)40
-15 (1.5...4)'Ю
51-2066
-16 (6,..10)10
(1.. .з)ю'15
51-6001
-17 (4,..6)10
(1.. .з)ю'16
Таблица 5.2
Коэффициенты проницаемости резиныКоэффициенты проницаемости резиныДиапаз(^ размеров микроканалов, которые находятся в дотустимых пределах, колеблется по условному диаметру от десятых долей микрона до десятков микрон, а по длине - от десятых долей миллиметра до десяти и более миллиметров.
Коэффициенты проницаемости резины
Коэффициенты проницаемости резины
Следует иметь в виду, что в микроканалах малою сечения в (И1ределенных условиях имеет место снижение и даже прекращепю течи жидкости.
В частности, при определенных размерах каналов (от 5 до 24 мкм) в уплотнениях или материале конструкида они могут загрязняться частичками посторшних веществ, имеющихся в герметизируемых средах, включая продукты коррозии. Частицы движутся вместе с потоком срённ и оседают в тех участках, где скорость движения мала, снижая таким образом утечки через эти каналы. Уменьшение проходного сече- 血я (заращение) капилляртых каналов в процессе истечения сред называют облитерацией.
При достаточно больших зазорах уменьшения утечек сред не происходит и облитерация практически не влияет на степень герметичности соединений. Интенсивность облитерации зависит от ряда малоизученных факторов： площади ткиюречного сечения зазоров, размеров и концентрации механических загрязнений, природы герметизированных сред, физико-химических свойств материалов, из которых выполнены Детали герметизируемого соединения, и др. Наиболее сильно облитерация капиллярных зазоров проявляется при течении сложных по молекулярному составу жидкостей.
Прочность наслоений, приводящих к облитерации, пропорциональна Перепаду давлений: повышение давления приводит к увеличению уте-
чек, а через некоторое время канал заращивается. По мере повышения давления склонность к облитерации малых проходных сечений возрастает, по-ввдимому, в связи с возрастанием межмолекулярных взаимодействий при всестороннем сжатии сред. Облитерация имеет заметное .14
влияние при течах, начиная со значений Q = 10 Вт и менее.
Облитерация, таким образом, благоприятно влияет на re{WTH4. ность топливн（мх）бака, уменылая, а в некоторых* случаях сводя на нет течи через микроканалы.
Необходимо отметить, что при характерных для практики дефа<тах имеет место истечение компонента в газообразной фазе и, только начиная с некоторого диаметра канала, истечение компон^гга в жидк曲 фазе. Этот факт следует иметь в ваду, когда внешняя по отношению к топливному отс^у среда имеет высокую влажность, в результате чего истечение через микроканалы коцпонентов в жидкой фазе может привести к неблагоприятному для конструкционного материала взаимодедствию.
Процессы истечения через такие микроканалы до конца еще далеко не исследованы, и поэтому для их оценки, как правило, используют результаты специально разрабатываемых для этих целей экспериментов или опыт эксплуатации подобных конструкций.
Такие дефекты в основном материале или соединениях имеют, как правило, локальный характер и определяют, таким образом, локальную утечку. Исключение в некоторых случаях может составлять сварив шов, негерметичность которого может оцениваться утечкой на единице длины （предполагается при этом некоторое распределение макрока- нал（ж по шву）.
В отношении утечки через микроканалы между соединяемыми элементами и уплотнением следует указать, что их величина зависит от многих факторов, включая чистоту поверхности стыка, форму полостей под уплотнение, форму уплотнения, контактное давление, перепад температур и т.д.
На практике воздействием на эти факторы стараются исключить возможность появления микроканалов в месте контакта, в первую очередь за счет создания больших давлений, обеспечивая деформацию уплотнения в некоторых случаях за пределами упругости （в частности для металлических уплотнений） и формированием полости под уплотнение, обеспечивающей равномерюе и минимально изменяемое в процессе эксплуатации контактное давление.
В этой связи особого внимания требуют соединения, подвертаемые нагреву или охлаждению, так как с изменением температуры меняются линейные размеры сопрягаемых деталей, что приводит к изменению 186
к(жтактных давлений в зоне уплотнения и может вызвать нарушение герметичности соединения. Особенно это сказывается на уплотнениях в отсеках с к卩югенными жидкостями, так как уплотнякхцие поверхности и прокладки, как правило, соприкасающиеся с крюгенной жидкостью, имаот более низкую температуру,响< силовые элементы (фланин, шпильки), что приводит к ослаблению затяжки узла.
Наконец, таипературный коэффициент линейноч) расширения материала прокладок (например, из фторопласта-4) значительно болыпе, чем коэффициент металла (в 3-4 раза), что также способствует ослаблению предварительного натяга в ушютнительном узле.
Независимо от механизма утечки при разработке конструкции генетической емкости в конечна итоге важна ее величина, по которой, исходя из вошожных последствий негерметичноста, определяется степень пригодности емкости к эксплуатации.
НОРМИЮВАНИЕ ТРЕБОВАНИЙ
ПО ГЕРМЕТИЧНОСТИ
Нормой герметичности изделия в соответствии с ГОСТ 26790-85 является наибольший суммарный расход вещества через течи г^>мети・ зированн(мх) изделия, обеспечивающий сто работоспособное состояние и установленный нормативно-технической документацией. Применительно к топливным бакам ракеты-носителя наибольший суммарный расход устанавливается из тр^5ований обеспечения работоспособности РН и ограничения ц)едного воздействия на окружающую среду. Причинами потери рабогоспосо&юсти или ц)едного воздействия на окружающую среду могут быть：
чрезмерная загазованность полостей, смежных с тотливным баком, которая может привести к нарушению работоспособности использующе- 沁只 в них оборудования, коррозии элементов конструкции и т.д.;
пожар или взрыв вследствие самовоспламенения продуктов истечения, накопившихся в окружающей тотливный бак среде;
нарушение санитарных норм по тсжсичности в месте нахождения летательнсто аппарата, требующето обслуживания;
чрезмерная потеря рабочего тела.
Следует иметь в виду, что предотвращение потери работоспособности по упомянутым причинам на практике достигается не только нормированием негерметичности, а и принятием ряда других мер, включая введение в состав РН соответствующих систем. Примером может бьпъ система пожаротушения в составе кислородно-водородного разгоюмч) блока, обеспечивающая снижение концентрации водорода и кислорода продувкой полостей, например, азотом.
/1I 厂＞7/
723456^7〜9
Рис. 5.2. Схема размещения герметичных отсеков в составе РН: / - обтекатель полезного груза; 2 - полезный груз; 3 - бак ою лнтеля; 4 - бак горючего; 5 - двигатель; 6 - приборный отсек; 7 бак окислителя; 8 - бак горючего; 9 - двигатель
Рассмот{жм на приоре верхней ступени РН использующей в качестве топлива азотный тетроксид и несимк^тричный диметилгвдразин, и районного блока с кислородно-водородной ДУ возможные последствия негерметичности топливных баков (рю.5.2):
Загазованность зоны П (отсек с приборным обфудованиви) вследствие утечек окислителя через верхнее днище.
Образование взрывоопасной (пожароатасной) концентрации в зоне Ш вследствие утечек из бака окислителя через соединения в нижнем днище бака окислителя и топливной магистрали.
Образование пожароопасной концентрации в зоне I (под обтекателем) вследствие утечек из баков окислителя и горючего разгонного блока.
Образование концентрации паров компонентов, превышающей нитарные нормы вокруг ракеты.
Подтекание в местах микродефектов сварных швов и угиютне приводящее к коррозии.
Потери компонентов топлива, приводящие к уменьшению его рабочих запасов.
Размеры вероятных дефектов в подавляющем большинстве случае таковы, что потери комгкжентов топлива можно считать малозначи тельными.
Уровень концентрации паров в общем случае будет определятьс: количеством газа (жидкости), поступившего в исследуемую полость через микроканалы, характеризующиеся некоторым расхода компонента при имеющемся першаде давлений М = р^ - р? (Р] - давление в емкости с компонентом, из котфой происходит истечение； & - давление во внешней по отношению к этой емкости среде).
Однако не весь вытекший компонент, газифииировавшись, будет определять уровень концентрации, поскольку часть ^0 mHM уйдет на
химическую реакцию с элюентами, находящимися в исследуемой полости, а часть т - на сорбцию находящимися в полости
сорб
предметами.
Таким образом, уравнение для массы компонента, определяющей уровень концентрации к моменту времени f, может быть записано следукмдам образом:
т = m t - m m .(5.4)
комхкм сорб
где m 一 массовый расход (или скорость натекания) компонента через места негерметичности.
Величина т является долей газового состава иссленуеиой ком
замкнутой зош при условии, что этот состав не расходуется.
Очевидно, что первая составляющая определяется степенью негерметичности формирующих полость п^)егородок и временем накопления истекающего компонента, а две остальные - химическими свойствами компонента, составом находящихся в исследуемом объеме материалов, составом атмосферы и т.д.
Исходя из этого, предотвращение потенциальных причин потери ра- ботоспосо&юсти может быть обеспечено нормированием суммарного расхода компонагга (скорости натекания, определяющего уровень концентрации) и нормированием локальных утечек, определяющих возможность утечки компонента в жидкой фазе, приводящей к развдтию коррозии в районе утечки.
Норму суммарного расхода можно определить из следующего соотношения:
сорб ХИМ I s~3;с п
J * 10 ,(5.5)
где т - допустимая скорость натекания, г/с； с - допустимая концентрация паров рабочей жидкости, мг/м3; У - объем полости, м3; т - срок эксплуатации, с.
При отсутствии данных о составе материалов, находящихся в Полости, и о составе атмосферы, в первом приближении с запасом по герметичности можно использовать упрощенное соотношение
/ = ?• 10-3(5.6)
Следует иметь в ввду, что полученные по этим соотношениям допустимые расходы соответствуют определенному компоненту, а конт-
роль герметичности конструкида осуществляется,роль герметичности конструкида осуществляется,как правило,как правило,неконеко
роль герметичности конструкида осуществляется,
роль герметичности конструкида осуществляется,
как правило,
как правило,
неко
неко
торым контрольным газом, в качестве котс^эого может быть использо
ван гелий，азот, воздух и др. В свя^< с этим необходимо пересчиты
вать эту норму расхода на допускаемую утечку контрольного газа по
соотношению
Q =产一 .[Вт],(5.7)
ДОП к
к г
где 4r - коэф(|жциент прсмк^циональности между допустимыми расхо дами рабочей жидкости и контролыюго газа, (г/м3)'Па.
Значение коэффициента 仁 зависит от 4жзико-механических свойств рабочей жидкости и контрольного газа и в первую очередь от динамической вязкости. В пе[жом приближении его можно ыячислять через соотношение динамических вязкостей, а для более точных расчетов использовать экспериментальные данные.
Рассчитанная таким образом степень нер^етичности является ориентиром при формировании требовании к герметичности конструкции топливных баков и их отдельных элементов (днищ, обечаек, топливных магистралей).
&юме того, учитывается ряд факторов производственно-технического характера. В частности, если допускаемая утечка достаточно болыпая и существенно превышает достигнутый на базовом предгцжггии уровень техники, то при назначении тре&жаний ориетгируются именно на этот урсжень, а не на расчетное значение. Особое влияние на ффАирование треб(жаний (называют методы и средства контроля rq>- метичности, которыми располагает производство. В частности, в качестве П5)оговото уровня (при больших расчетных значениях допускаемых утечек) может служить чувствительность используемого метода контроля.
Очевидно, что такой подход увеличивает запас работоспособности конструкции по герметичности.
На практике при формировании требований на герметичность баков может нормироваться:
суммарная утечка из всего объема топливного бака (или через какой-то элемент, например днище, трубопровод и т.д.);,
суммарная и локальная утечки；■
локальная утечка；
утечка с единицы соединения (сварного шва или уплотнения). : Очевидно, что требования по герметичности на отдельные элементы ? и их соединения формируются, ориентируясь как на требсжания : 190
по герметичности бака в целом, так и на особенности смежных с элементами полостей, а также на технологию изготсжления и контроля этих элементов и соединении. В свою очередь требования по герметичности определяют технологию изготовления и контроля, а главное: конструктивное использование элементов топливного бака и их соединений.
5.3. КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СРЕДСТВА
ОБЕСПЕЧЕНИЯ ГЕРМЕТИЧНОСТИ
Требования по герметичности в первую очередь определяют конструктивное исполнение топливного отсека и его элементов.
Если рассматривать конструкцию как совокупность барьеров между содержанием отсека и окружающей средой, то можно выделить следующие два их вида: основной материал конструкции и соединения между ними. Используемые конструкционные материалы прт характерных для баков толщинах (более 1 мм) обладают весьма несущественной проницаемостью и удовлетворяют самым высоким требованиям по герметичности. Исключение, как было отаечено выше, составляют дефекты, которые могут бьпъ причиной локальных утечек. Основного же внимания в части герметичности требуют соединения.
В топливных отсеках принято выделять два типа соединении: неразъемные (образованные путем сварки или пайки) и разъемные (в основном фланцевые или ниппельные).
В современных РН разъемные соединения встречаются очень редко, а в РН, рассчитанных на длительное хранение в заправленном состоянии, практически не используются, т.е. наблюдается ярко выраженная тенденция к созданию цельносварных конструкций. Это объясняется тем, что сварные соединения менее подвержены влиянию окружающей среды и обеспечивают существенно более высокую степень герметичности по сравнению с любыми типами разъемных соединений.
Разъемные соединения, как правило, используются только в случае необходимости, обусловленной или соображениями эксплуатадаи, или технологическими соображениями.
Следует отаетить, что создание цельносварной конструкции требует решения ряда серьезных проблем, связанных: во-первых, с использованием в топливных отсеках конструктивных элементов из разнородных металлов； во-вторых, с необходимостью обеспечения условий для Преимущественно автоматической сварки (с целью обеспечения высоко m качества сварного шва). Характерными элементами конструкции топливных отсеков, изготавливающимися из разнородных материалов, яв- 硼угся трубопроводы (из стали или титанового сплава) и сильфоны (как правило, стальные). Для соединения элементов конструкции из
Ряс. 5.3. Конструктивное нсполнение бнметаллическнх переходников: / — биметаллнческнй переходник; 2 — предохранительная гайка;3
труба нз АМгб; 4 — труба из 1Х18Н9Т; 5 — сварка IX18Н9Т; 6 сварка АМгб; 7 — кольцо из АД-1
разнородных материалов используются &<металлические переходники, два конструктивных исполнения которых представлено на рис.5.3. В первом случае (рис.5.3,а) переходник изготовляется сва|жой трениаи по торцам кольца 7, а для упрочнения соединения предусматривается предохранительная гайка 2. Во втором случае переходник изготовляется штамповкой из биметаллического листа (см . рис.5.3,6). Первый вариант переходника используется при соединении труботроводов диаметром от 10 до 35 мм, второй - при больших диаметрах. На этом рисунке приведены характерные пары соединяшых металла.
Используя такие переходники, можно легко реализовать соединения корпуса бака, изготовленного из АМгб, и трубопрсжода, изготовленного из стали, например, 1Х18Н9Т, а также вварку в трубопровод из алкмйиниевого сплава сильфона из стали.
При соединении трубопровода с сильфона необходимо учесть существенную разницу в толщине соединяемых элементов. На рис.5.4 представлены варианты конструктивного исполнашя такого соединения, характерными особенностями которого является наличие вспомогательных (охранных) колец.
Сварные соединения элементов конструкции из однородных материалов не вызывают особых затруднений при их выполнении. С точки зрения герметичности толщина материала в месте стыка желательна не менее 2 мм, а стык, полученный путем двухсторонней сварки, более герметичный, чем стык, полученный путем односторонней сварки. При сварке труб из алюминиевых сплавов относительно большого диаметра, в частности расходных магистралей, для формирования шва использу- 192
Рис. 5.4. Конструктивное исполнение соедннення трубопровода и сильфона:/ — трубопровод; 2 — сильфон; 3 — охранное кольцо； 4 — фланецРис. 5.4. Конструктивное исполнение соедннення трубопровода и сильфона:/ — трубопровод; 2 — сильфон; 3 — охранное кольцо； 4 — фланец
Рис. 5.4. Конструктивное исполнение соедннення трубопровода и сильфона:
/ — трубопровод; 2 — сильфон; 3 — охранное кольцо； 4 — фланец
Рис. 5.4. Конструктивное исполнение соедннення трубопровода и сильфона:
/ — трубопровод; 2 — сильфон; 3 — охранное кольцо； 4 — фланец
ется технологическое кольцо, обеспечивающее фондирование сварного шва. Варианты конструктивного исполнашя трубопроводов небольших диаметров, особенно пневматических сист4, более разнообразны. На рис.5.5 представлены трубопроводы небольших диаметров, из которых второй удобен для соединения трубопроводов, продольные оси которых не совпадают. Сферическая псжерхность контакта обеспечивает надежное соединение даже при значительных угловых отклонениях стыка труб.
Шределенные трудности возникают при сварке заключительного стыка магистрали, так как практически исключается возможность использования удаляемых технологических колец. На рис.5.5,6 представлено одно из решений заключительного стыка, в котором технологическое кольцо остается в составе конструкида.
Одним из наиболее уязвимых мест с точки зрошя герметичности являются совмещенные днища, утечки через которые несут в себе потенциальную oiacHocTb взрыва потерю работоспособности. Для п(жыше- ния надежности такого барьера можно ректендовать использование двойных днищ (см. рис.3.15). При этом если с разных сторон этого днища находятся компоненты с различной температурой (т.е. один
bРис. 5.5. Варианты конструктивного исполнения соединений трубопроводов :О, б — без нспользования технологического кольца; 6 — с нспользо - ваинем технологического кольцаbРис. 5.5. Варианты конструктивного исполнения соединений трубопроводов :О, б — без нспользования технологического кольца; 6 — с нспользо - ваинем технологического кольца
b
Рис. 5.5. Варианты конструктивного исполнения соединений трубопроводов :
О, б — без нспользования технологического кольца; 6 — с нспользо - ваинем технологического кольца
b
Рис. 5.5. Варианты конструктивного исполнения соединений трубопроводов :
О, б — без нспользования технологического кольца; 6 — с нспользо - ваинем технологического кольца
или оба криогенные), между этими днищами помещается теплоизоляция, для чего между ними предусматривается зазор. При одинаковой ттю- ратуре компонентов зазор между днишами не о&ёателед, и его величина в конструкциях ракет предусматривается из соображений удобства сборки и испытаний, в первую очередь, на герметичность. Кроме двойных днищ представляют инт^)ес днища из триметалла, в которых между двумя слоями из алюминиевого сплава находится слой из чистого алюминия (см. рис.3.15,6). Суммарная толнщна днищ при этом выбирается из условия прочности и сохранашя устшчивости, а такое разделение днища на три слоя даже при наличии дефекта в одном из них или в двух (даже в случае их совпалошя) исключает нарушение герметичности. В то же время наличие аналогичного дефекта в одинарном днище приведет к потери герметичности.
Отдавая должное неразъемным соединениям методом сварки, учитывая их технологичность, возможность автоматизации, малые материалоемкость и себестоимость, следует указать на некоторые их недостатки, в частности： неразъемность соединения; трудность обнаружения технологических дефектов； высокие требования к квалификации сжаршдаа; подверженность соединений локальной коррозии; опасность образования трешин в зоне шва.
Разъемные соединения лишены указанных недостатков, но из-за относительно низкой их герметичности (по сравнению со сварными соединениями), низкой технологичности и большой материалоемкости используются в основном, когда в процессе эксплуатации ракеты- носителя требуется повторная разработка - сборка, или, когда в силу каких-либо причин (например, технологических) реализ(жать сварное соединение невозможно.
Г年метичность разъемных соединений обеспечивается за счет нагружения напряжение сжатия, вюлвающего деформацию микронеровностей в контакте. При этом напряжения сжатия могут обеспечиваться или предварительной затяжкой соединения, или применением самоуплотняющихся устройств.
Массовые характеристики таких соединений, их работоспособность и герметичность в значительной степени зависят от материала угиют- някицего элемента. При выборе материала уплотнений можно руководст- всжаться следующими соображениями: j
Химическая активность герметизируемых сред требует, чтобы J уплотнительные материалы обладали высокой химической стойкостью. < Из неметаллических уплотнительных материалов такими свойствами обладают фторшласты, из металлических - алюминий.
Широкий диапазон температур, характерный для эксплуатации некоторых топливных баков* требует, чтобы конструкция допускала ,j 194 J
соответствующий диапазон рабочих температур. Следователыю, проектировщик должен выбрать такие уплотнительные материалы, которые могли бы работать как при низких, так и при выссжих т^пературах.
Уплотнение должно бьпъ прочным, длителыю ылдерживать давление рабочей среды, а также допускать многократные переборки. В то же время нельзя допускать» чтобы твердость уплотнительного материала была выше твердости уплотняемых деталей, так как это может привести к деформации уплотняемой поверхности.
Материал не должен бьпъ слишком жестким и хрупким. Необходимо, чтобы он был пластичед и под действием приложенных к нему нагрузок мог деформироваться и заполнять н^ювности уплотняемых поверхности.
Материал должен обладать достаточной упругостыо, что важно для неподвижных уплотнительных колец, монтируемых в закрытую канавку с ограниченно而 степенью обжатия. Имено, за счет сил упругости такие кольца обеспечивают уплотнения.
По свшм физико-механическим свойствам уплотнительные материалы можно разделить на твердые (металлические) и эластичные.
Из твердых уплотнительных материалов наиболее широкое 咿мене- ние нашли алюминий AD, AD1 и медь Ml, М2 и М3.
Алюминиевые материалы сочетают высокую химическую стойкость в кислотах с хорошей пластичностью как при нормальных, так и при низких температурах. Рабочий температурный диапазон прокладок иа технического алюминия от 20 до 473 К. Для плоских прокладок используются листы толщиной от 0,5 до 2,5 мм, для круглых уплотнительных колец 一 проволока диаметром от 2 до 4,5 мм.
Прокладки из меди используются в конструкциях для криогенных жидкостей, а также для неагрессивных жидких и газообразных сред. Рабочий диапазо! температур у меди выше, чаи у алюминия (до 873К), но химическая стойкость значительно ниже. К недостаткам медных прокладок следует отнести склонность меди к нагартовке при высоких давлешях, что создает трудность при повторных п^эеборках соединений.
Основными эластичными материалами являются резина и фторопласт.
Резины применяются в уплотнительных узлах, работающих в неагрессивных средах при температурах не ниже 250 и не выше 373 К.
Фторопласты находят широкое применение для изготовления уплотнительных элементов благодаря исключительной химической стойкости, высокой уплотняющей способности и устойчивости механических свойств в широкой диапазоне температур. К：
Вакуммиая резина 250 …373
Фторопласт-4 70. . .570
Свинец 70.. .440
Алюминий 20.. .473
Термостойкие полимеры 200 …600
Паронит 90...673
Медь70 …873
Коррозиоино - стойкая сталь 50. .. 1100
Разъемные соединения, применяемые в топливных отсеках, можно условно разделить на две группы： соединения типа крышки и соединения трубопроводов. Рассмотрим особенности конструктивного исполнения каждой иа этих групп.
Для крыша< можно использсжать следукицие конструкции герметических соединений:
с металлической плоской прокладкой типа шип-паз, или выступ- впадина；
кольцами иа фторопласта-4;
резиновыми кольцами.
Плоские металлические прокладки, заключенные в закрытую канавку (рю.5.6), являются наиболее распространенным типом уплотнения. Такая прокладка, находясь в замкнутом объеме, позволяет создавать выажие давления на уплотнительных поверхностях, как правило, значительно превосходящие предел текучести материала прсжладки.
Соединение типа шип - паз (см. рю.5.6,а) имеет малую глубину проточки Су что обеспечивает надежную работу уплотнения, когда фланец ослабляется незначительно. Для улучшения уплотняющей способности на две канавки и торце шипа на средней диаметре протачи-
Рис. 5.6. Конструктивное исполненне разъемного соединения с ме таллической прокладкой:
О — соединение типа шип-паз; 6 — соединение типа выступ-впаднна
ваются кольцьые рюки на глубину 0,5 мм. Под действием выссжих удельных давлений прокладка плотно запрессовывается в канавку, заполняя все н^ювности ткжерхности.
Недостатком этого уплотнения является трудность извлечения прокладки из кольцевой канаы<и при разборке соединения.
Фланцевый разъем, выполненный по типу выступ 一 ыадина (рис.5.6,б), находит более широкое применение по сравнению с предыдущим. особенно при относительно неылсоких давлашях в баках.
При определении усилия затяжки соединений с металлической плоской прокладкой необходимо иметь в виду, что для полного обжатия металлической прокладки при предварительной затяжке должно бьпъ
5
обеспечено удельное давление q = 300*10 Па - для алюминиевых прокладок и 0叩=450Т0 Па - для медных.
Таким образом, суммарное усилие затяжки болта с учетом внутреннего давления составляет
Qe" Q。+ Qp(5・8)
Здесь Q「= 4 7rd b； Qn = 产 p,
0 пр ср p「
где л - число болтсж； d - средний диаметр прокладки: b - ширина ср
прокладки； р - давление герметизируемой среды.
При использовании соединения, нагруженного давлением среды, необходимо обеспечивать следующее удельное давление на прокладке：
q 二 г— = (1,25…l,5)p,(5.9)
пр г
пр
где F = — (rf2 - / ); d - наружный диаметр прсжладки;
пр 4 нар ви нар
К - внутренний диаметр прокладки.
При отсутствии давления в герметизируемся плоскости все усилие затяжки болтсж передается на прокладку. С увеличением среднего диаметра прокладки это усилие может настолько возрасти, что удельное Давление на прокладке значительно превысит предел текучести материала и повлечет за собой выдавливание металла в коликой зазор между уплотняемыми ткжерхностями, который всегда имеет место в пределах поля допусков сопрягаемых элементов.
Учитывая, что осевое усилие затяжки в болтсжых соединениях равно
м
(5.10)(5.10)Qg = 4,2 胃，
(5.10)
(5.10)
где М^ - момент затяжки, Н*м; % - номиналышй размер рабочего
соединения, а шаг болтов для обесгючения равном^жости поджатая' прокладки f = (4..・5)d0 и при згом момент затяжки должен быть, меныле некоторой допускат)й величины, можно определить шаг и раз-, мер болта, обеспечивающие вьпюлнапю этих условдй (табл. 5.3).
Уплотнение с кольцами фтфмтластаМ являются наиболее надежными и ксжтактными и для получошя необходимых уплотняющих удельных давлений не требуют больших усилии затяжки. Однако для обеспечения удовлетвс^хтгельной работы уплотнения из фт^хмтастаМ необходимо учитывать следукицие осн(жные физико-химические особотюсти фторопласта:
Допускаемый момент затяжкиДопускаемый момент затяжкисклонность к хладотекучести, заключающаяся в tw, что, получив деформацию под нагрузкой, материал продолжает деффиироваться (течь) при той же нагрузке и температуре. Напряжение, соответствующее этому состоянию, п[»1нято называть пределш псевдотекучести. Он изменяется в широких пределах в зависимости от т^пературц, так при Г = 25 °C он равен 142е 10 Па, а при Г = 250 °C - й,6-10 Па;
Допускаемый момент затяжки
Допускаемый момент затяжки
d。，мм
S. мм
%,2- кН/см?
65
85
105
8
1.0
9.2
12
15
1.25
6,4
11
14
10
1,0
20
26
32
1,5
17
30
28
12
1.5
27
35
43
1.75
25
33
41
14
1,5
57
75
92
2.0
51
67
84
16
1.5
92
120
150
2.0
85
100
130
18
1,5
МО
190
230
2,0
130
170
210
Таблица 5.
у фторопласта-4 температурный коэффициент линейн(мх)расширения в несколько раз больше, чем у металла, и при этом ре^<о изменяется с иаленением температуры (средний температурный коэффициент линейного расширения для фтхфопласта-4 равен 1240 ). Вследствие этого при больших усилиях затя?кки болтов (что характерно при больших давлениях герметизирутях сред) при спаде давления по каким-то причинам или изменении температуры соединения давл^ие на уплотнение может оказаться слишксни высоким и повлечь за собой выдавливание мат0)иала в зазор. В связи с этим такие уплотнения ра<омевду- ется использсжать при относительно небольших внутренних давлетиях.
Максимальное давление на прокладке определяется по формуле
(5.11)(5.11)Q6”<
(5.11)
(5.11)
пр
где q - допускаемое давление обжатия, которое расомендуется брать из диапазона (300...400)*10 Па (т.е. существенно выше предела псевдотекучести).
Относительная деформация, соответствукниая этому давлению, находится в пределах 8..ЛО %• Ориентируясь на эту величину, следует выбирать глуй<ну проточки в соединении и высоту прокладки. Ширину прокладки рекомендуется брать более 5 мм.
Наиболее высокую надежность работы обеспечивает соединение, в котором прокладка зажимается в замкнутой канавке до полного сотри- косновения фланцев (рис.5.7,а).
При относительно небольших диаметрах (d < 100 мм) хорошо заре- кшендовали себя радиальные уплотнения с кольцами из фтс^опластаУ (рис.5.7,б). Велиадна поджатия в таких соединениях составляет % =
=(0,10...0,15)Ь.
Уплотнения из резины при многих их достоинствах в соединошях топливных отсеков, контактирукмних с компонентами топлива, практически не используется из-за плохой работоспособности при низких температурах и в агрессивных средах. Поэтому область применения резиновых уплотнений ограничена герметизацией систем, в которец в качестве рабочего тела используется воздух. Герметичность соединения, включающето резиновое уплотнение, обеспечивается сжатием уплотнения на 30…40 % от первоначальной толщины. При этом рек(ж<ен- дуется соединение проектир(жать так, чтобы резина не восп［密нимала посторонней нагрузки и не влияла на точность установки деталей. Фланцы соединении рекомеддуется затягивать до соприкоснсжения ме-
ff
f
f
Рис. 5・7. Конструктивное нсполненне разъемного соединения с прокладкой нз фторопласта:
О — осевое уплотнение; б — радиальное уплотнение
таллических деталей. Конструктивное исполнение уплотнений опреде-
направленонаправленоляется конструкцией соединяемых элементов и в основном
направлено
направлено
и надежного сжатия уплот-и надежного сжатия уплот-на обеспечение равномерного, стабильного нения до требуемой величины.
и надежного сжатия уплот-
и надежного сжатия уплот-
Усилие для обеспечения необходимого сжатия может бьпъ определе но из следующих соображший.
Напряжение, возникающее npi деформации, вычисляется по формул*
а = £ е» Р，
где £ - модуль упругости реашы； е - относительная деформаш
сжатия.'
Следовательно, усилие, соответствующее этим напряжениям, буд< равно
зат ср
где d“ - средний диаметр прокладки； 6 - ширина прокладки в сжатом
состоянии.，
Ориентируясь на эту величину, можно ылбирать параметры болтово-
рнс. 5.8. Конструктивное исполнение разъемного соединения с про кладкоА нз резнны
го соединения во фланцевых конструкциях, учитывая при этом и усилие, создаваемое рабочим давлением герметизируемой полости.
Ниже приведены модули упругости некоторых сортов резины:
сорт
резнны. ИРП2025 51-1447 7889 51-1433 1567 51-1612
модуль упругос
ти, МПа. 3,6...4.5 3,5...4.5 2,0 3,03,0 1,2...1,5
Следует иметь в виду, что резину можно считать линейно упругой только при относительно небольших деформациях. Кроме того» релаксационная п^яфода упругости резины, проявляющаяся в постепенном уменьшении напряжений в деформированном материале, вызывает уменьшение напряжения в уплотнении с течением 叩мени.
На рис.5.8 приведено в качестве иллюстрации три конструктивных исполнения уплотнения фланцевого соединения резиновыми кольцами круглого сечения.
Разъемные соединения трубопроводов бывают двух типов: ниппельные и фланцевые.
Ниппельные соединения применяют для трубопроводов диаметром условных проходов d < 32 мм. Наибольшее распространение получили соединения со сферическим ниппелем и конусным штуцером (рис.5.9,а). Герметичность соединения обеспечивается благодаря вы-
Рис. 5.9. Конструктивное исполнение ниппельных соединений
Рис. 5.10. Конструктивное нсполненне фланцевого соедннення： О — с прокладкой в замок; б — сварное: / — ниппель;3 — кольцевые пластины; 4, 5 — фланцы； 6 — шпилькаРис. 5.10. Конструктивное нсполненне фланцевого соедннення： О — с прокладкой в замок; б — сварное: / — ниппель;3 — кольцевые пластины; 4, 5 — фланцы； 6 — шпилька-корпус;-корпус;
Рис. 5.10. Конструктивное нсполненне фланцевого соедннення： О — с прокладкой в замок; б — сварное: / — ниппель;
3 — кольцевые пластины; 4, 5 — фланцы； 6 — шпилька
Рис. 5.10. Конструктивное нсполненне фланцевого соедннення： О — с прокладкой в замок; б — сварное: / — ниппель;
3 — кольцевые пластины; 4, 5 — фланцы； 6 — шпилька
-корпус;
-корпус;
сокшу удельному давлению, создаваемому по линии контакта сферы : конуса при затяжке гайки. Для диаметров d < 15 мм эти соединени мотут быть рекомендованы на все группы сред (при соответствующе подборе материалов) и в широких диапазонах давлений и температур Для трубопроводов с диаметром d > 15 мм, предназначенных для кри
огенных жидкостей, их применять не рекомендуется, так как в эта случае не может быть полной гарантии сохранения герметичности пр захолаживании магистралей (из-за ослабления натяга при перепад температур). К недостаткам соединения со сферическим ниппелем еле дует также отнести жесткие требования к шероховатости уплотняемы поверхностей и геометрии сопрягаемых элементов. Кроме того, пр затяжке соединения на контактирующих поверхностях могут образо ваться надиры, которые выводят уплотнительные элементы из строя.
Более надежным в эксплуатации является ниппельное соединение « плоским ниппелем и прокладкой (см. рис.5.9,б). Уплотнительная про кладка обычно изготовляется из алюминиевого сплава АД1М. Соедине
ние допускает многократные переработки с одной и той же прокладкой и не требует малой шероховатости рабочих поверхности.
Для трубопроводов с криогенными компонентами можно использовать
ниппельное соединение с упругим ниппелем (см. рис.5.9,6). Пружинящий торец ниппеля дает возможность компенсировать температурные изменения размеров узла, возникающие при захолаживании трубопровода криогенной жидкостью.
Фланцевые соединения, как правило, применяются для арматуры с dy > 30 мм (рис.5.10).
В тех случаях, когда к трубопроводам и их соединениям предъяв-
ляются особенно жесткие требования по гететичности, применяются сварные фланцевые соединения. К корпусу / (рис. 5.10,6) и ниппелю 2 привариваются тонкие кольцевые пластинки 3, например, из стали 1Х18Н9Т толщиной 0,6...1,5 мм.
При монтаже трубопроводов пластины обвариваются, а затем шпильками 6 зажимаются между фланцами 4 H 5. Таким образом, фланин и шпильки несут всю нагрузку от давления рабочей среды, а пластины обеспечивают герметичность.
При необходимости разборки сварной шов срезается. Обычно величина ft выбирается с расчетом на 2-3 разборки соединения. Такие соединения находят применения в трубопроводах для работы в криогенных топливных отсеках при высоких давлениях.
ИСПЫТАНИЯ ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
Испытания на герметичность - это испытания с целью оценки характеристик герметичности изделий как результата воздействия на него при его функционировании или при моделировании воздействия на него (ГОСТ 26790-85). Такие испытания являются заключительной операцией, проводимой как после изготовления отдельных элементов топ- ливното отсека, так и после монтажа систем. К' настоящему времени известно достаточно много методов и средств проверки гертлетичнос- ти. Так как требования по герметичности, предъявлятле к отдельным узлам и отсеку в целом, изменяются в широком диапазоне (от 10 до 10-*8 Вт), на практике применяются различные методы проверки. Рассмотрим кратко методы, характерные для испытаний топливных баков и их элементе® на герметичность.
Метод обмыливания применяется для предварительной проверки перед испытанием объектов высокочувствительными методами. Этот метод позволяет обнаружить утечку более 5*10 Вт. Определить величину утечки 用事 этом не представляется возможным, так как невозможно определить суммарную утечку из испытуемото объема. Пневмсжс- пытания по методу обмыливания сводятся к покрытию мыльной эмульсией отдельных участков внешней поверхности и соединший испытуемого объекта, находящегося под из^ггочным давлением газа. В местах тяги происходит вздутие эмульсии, что и указывает на негерметичность объекта.
Метод аквариума заключается в том, что испытуемый объект, предварительно заполненный газом,- погружается в жидкость. Негерметичность о&оруживается по выделяющимся из объекта пузырькам газа.
Метод аквариума целесообразно применять прт испытании относительно небольших корпусных объектов для установления дефектов основного материала. Чувствительность ^тода составляет приблизительно 5-Ю-6...5-Ю-5 Вт.
Метод проникающей жидкости предусматривает заполнение испьггуе мого объекта жидкостью (вода с хромпиком, керосин и т.д.), созда ние в объекте необходимого давления и выдержку в течоше опреде ленного времени. Поверхность при этом покрывают специальным составом. Оценка степени герметичности производится по наличию следов
жидкости и определяется размфом пятая на поверхности объекта. Чувствительность метода составляет 10 ...10 Вт. Его удобю ис пользовать в процессе опрессовки, осуществляя таким образом п верку на прочность и параллельно на герметичность.
Метод щупа используется для ук»гска мест утечек в ochobi металле, сварных швах, а также в ниппельных, фланцевых и других вддах соединений. Сущность метода заключается в перемещаши щупа - натекателя, соединенного шлангом с течеискателем, по соединениям испытуемой системы, находящейся под давлением контрольного газа (гелия или гелиево-воздушной смеси). Контрольный газ при наличии негерметичности засасывается щупом в течеискатель, вьйюсной прибор которого отклонением стрелки и изменением тональности звукового сигнала фиксирует утечку контрольного газа. Чувствительность метода составляет 10 了 …К)-8 Вт.
Метод накопления при атмосферном давлении применим для коггроля! суммарной негерметичности соединений, емкостей, межбаковых прост-] ранств на собранном изделии, днищ баков, если вокруг них можно： создать замкнутый объем накопления. Сущность метода заключается в
том, что вокруг проверяемого объекта создается замкнутый объем накопления. Проверяемый объект заполняется кштрольным газом до из
быточного давления. Дается определенная выдержка, после чего путем； ввода в объем накопления щупа натекателя, соединенного с гелиевым <
течеискателем, регистрируется концентрация гелия. Чувствитель-
ность метода составляет 10 ...10 Вт.j
Метод вакуумирования предусматривает создание разрежения над j контролируемой поверхностью и измерение гелиевым течеискателем контрольна) газа, который под действием разности давлении проникает через микронеплотности из внутренних полостей испытываемого объекта в отвакуумированную полость. Используются различные схемы 阖пытаний этим методом, в частности с примиением：
вакуумной камеры；
I гелиевой камеры;
вакуумной присоски;
разъемной камеры.
I При контроле герметичности в вакуумной и гелиевой камерах определяется величина суммарной негфметичности. Такшу контролю рекомендуется подвергать объекты, имеющие сложную и развитую ы{утрен' нюю поверхность, большую протяже^остъ и малое ткитеречное сечение.
Испытание изделий с применением вакуумных присоаж целесообраЗ' но проводить при контроле герметичности днищ, сварных емкостей» мест приварки, кронштейнов, фланцев и т.д. Сущность этого метода заключается в том, что на испытываемый участок изделия устанавли* ваегся специальная герметичная камера - присосок, соединенная с откачной системой и течеискаталем. Внутренняя полость вакуумирует* ся до необходимого для контроля давления, а в изделие подается контрольный газ под избыточным давлением.
Метод вакуумирования с применением разъемных камер применяется в основном 咁 контроле герметичности кольцевых стыков трубопрово дов. Он заключается в том, что на испытываемый стык устанавливается специалыт герметическая камера, соединенная с откачной систе* мой и течеискателем, н, как в предыдущем случае, камера вакуумиру- егся, а в изделие подается контрольный газ под избыточным давлением.
Чувствительность метода вакуумирования составляет 1О^...1О_，0 Вт.
ТРЕБОВАНИЯ ПО ГЕРМЕТИЧНОСТИ
В КОНСТРУКТОРСКОЙ ДОКУМЕНТАЦИИ
В ксмютрукторской документаиии герметичность узлов, отсеков и систем определяется техническими условиями или отражается в чертежах. Исходя из общих величин герметичности отсека или системы конструктор должен также определить и отразить в чертежах количественные значения герметичности для отдельных узлов, частей системы или ее элементе® с указанием метода, способа, контрольнсмю вещества и давления, определяющих техножиический режим фоверки герметичности.
В качестве иллюстрации приведем фо^улировки технических условий по контролю герметичности типовых элементен топливното отсека.
Нормы по степени герметичности в технических условиях можно задавать в ввде допускаемых потоков гелия как для бака в целом, так и для отдельных узлов, агрегатов и соединений, за исключением (ес-
Таблица 5 а
Характерные требования и методы контроля для
основных элементов бака
Нанменованне контролнру-
Допускаемый поток
Метод контроля /
емого объекта
гелня, Вт
Днища:
сварные швы
1-10"*
• Щуп
■-72
сплошность материала
S* 10 с 1 м
Накопление при ат-
поверхности
мосферном давлении
Крышкн люков - лазов
2-10-7
Накопление при ат-
мосферном давлении
Магнстральные трубопро-
воды:
сварные швы
1-10~*
Щуп
сплошность материала
5'10 с 1 п/м
Накопление при ат-
мосферном давлении
Корпуса агрегатов ПГС：
сплошность материала
Визуально обиаружн -
Акварнум
ваемые утечкн не
допускаются
сварные швы
1 • 10—
Щуа
Корпуса отсеков до сборки:
сварные швы
Визуально обнаружн-
Обмылнванне
разъемные соединения
мемые утечки не
допускаются
Заключительные сварные
1-10^
Щуп
швы магистральных тру-
бопроводов
отсеки до сборкн в из-
делне:
заключительные свар-
гю-®
Щуп1
ные швы
разъемные соедннення
1 * 1 o' с каждого
Накопление при ат- I
соедннення
мосферном давлении 1
Изделие в сборке:
заключительные соедн-
2-10 7
Щуп1
нення
ли ориентироваться на вышеприведенный перечень методов испытаний) олучаев, когда предусматривается использование методов обмыливания и аквариума. В этих случаях вводится требование о недопустимости визуального обнаруживания утечек.
丨 Характерные элементы топливных отсеков» возможный урсжень тре- ббраний к ним по герметичности и ро<омевдуемые средства контроля представлены в табл. 5.4.
|При этом в технические требования чертежей рекомендуется вносись следующие формулировки по методам контроля герметичности:
по методу ойиыливания - “Сварные шва (разъемные соединения) проверить на герметичность методом опыливания в соответствии с ТУ давлением р” (указывается величина давления)；
по методу аквариума - “Поверхность детали (узла) проверить на герметичность методом аквариума в соответствии с ТУ давлением /Г;
по методу вакуумирования - "Поверхность детали (узла агрегата) проверить на герметичность методом вакуушфования в соответствии с ТУ давлением р. Утечка гелия более Q (указывается величина) не допускается0;
по методу накшления при атмосферном давлении - "Поверхность детали (узла агрегата), сварного шва проверить на герметичность методом накопления при атмосферном давлении давлением р. Утечка гелия более Q не допускается”；
по методу щупа - "Сварные швы (разъемные соединения) прове- 卩пъ на герметичность методом щупа давлением р. Утечка гелия более Q не допускается0.
При назначении давления контрольного газа при проверке изделий на герметичность следует иметь в виду, что его величина должна бьпъ не меньше величины рабочего давления для испытываемого агрегата (узла). Ориентировочно можно принять р = р •
Г л а в а 6
КОНСТРУИРОВАНИЕ СУХИХ ОТСЕКОВ
КЛАССИФИКАЦИЯ СУХИХ ОТСЕКОВ
В данной главе рассмотрены вопросы конструирования сухих отсеков корпуса ракеты-носителя. К последним обычно относят все небаковые отсеки, за исключением ферменныУ конструкций и крепежных рам. Конструктивно-силовая ехала сухого отсека определяется его назначением и особенностью функционирования в составе носителя.
Сухие отсеки можно классифицировать по различным признакам. На
x U R DEC e KU
& конструкции
Ло низничению
an工p dи」 丄
L-qHdazHndE〕 一
-qHHQdw *xQy
丄 gfQHEni/DHON
^SZXD^D^^^O^
工 2qHDOUJD2l}HW, 一
Рнс. 6.1. Классификация сухих отсеков
3s-Q2HndE
рис.6.1 дана классификация сухих отсеков по назнач^шю, к цда и форме.
У гладких отсеков толстая обшивка, нет стрингеров и
По дзорме
ук-
ежуточ-
зп 工 идгпхо<
当工23гп-нпи-
ных шпангоутов - они самые простые по конструкции и недорогие в изготовлении. Но из-за низкой массовой эффективности применяются лишь в ввде коротких цилиндрических переходных участков.
Сухие отсеки стрингерной и лонжеронной конструкций нашли наиболее широкое применение на ракетах-носителях, так как наиболее полно удовлетворяют всем основным требованиям： они легки, прочны, просты и т.д.
Отсеки стрингерной и лонжеронной конструкций отличаются между : собой лишь характером восприятия нагрузки - стрингерные не допускают потери устойчивости обшивки между стрингерами и шпангоутами, а лонжеронные допускают (работает в основном лонжерон с прилегаю-; щей к нему частью обшивки). Внешне конструкция их схожа - у лонжеронных отсеков лишь более мощные стрингеры, называемые лонжеронами, ставятся они реже, а обшивка более тонкая, чем у стрингерных.
Такие отсеки представляют собой тонкостенные оболочки цилиндрической или конической формы, подкрепленные продольным и поперечным ： силовым набором и изготовленные клепкой (возможно изготовление и точечной сваркой) из деформируемых алюминиевых сплавов.
Сухие отсеки монолитной (панельной) конструкции изготовляются из панелей вафельной (с продольными и поперечными или : диагональными ребрами) и стрингерной конструкции (только с
продольными ребрами), которые выполнены как одно целое с полотном.
! Стрингерные панели изготовляются* грессованием, а вафельные - химическим травлением, механическим фрезерованием или электрохимической обработкой в основном из алюминиевых сплавов.
При малых сжимающих усилиях стрингерные или лонжеронные конструкции становятся нецелесообра^ыми, а применение панельной конструкции с очень тонкими продольными ребрами и тонкой обшивкой ограничено технологическими возможностями. В этом случае целесоофазно применять гофрированные конструкции (гладкие получаются тяжелее). У таких отсеков обшивка существенно подкреплена, а поэтхжгу не теряет устойчивости.
Гофрированная конструкция изготовляется из листов алюминиевого сплава либо коррозионно-стойкой стали.
Обшивка с гофрами сваривается или склеивается. Обычно гофры бывают трапециевидной или синусоидальной формы. Часто такая обшивка с гофрами подкретляется мощными балками.
Сухие отсеки многослойной конструкции также обладают высокой прочностью и жесткостью при малой массе. Особенно эффективны трехслойные панели с сотовым заполнителем.
Сотовая конструкция состоит из двух листовых обшивок, сваренных либо склеенных с шестиграншми или квадратными сотами, из коррозионно-стойкой стали либо из алюминиевого сплава. Перспективна кон- струкида из композиционных материалов. Особенности конструирования сухих отсеков из композиционных материалов будут рассмотрены в гл. 11.
КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫЕ СХЕМЫ ОТСЕКОВ
В конструктивном отнои旧ии сухие отсеки представляют собой подкрепленные тонкостенные оболочки. Основными силовыми элементами отсеков являются: обшивка, продольный (стрингеры, лонжероны и гофры) и поперечный наборы (шпангоуты).
Продольный набор воспринимает изгибающий момент и осевую силу. Кроме того, стрингеры подкрепляют обшивку, повышая ее критические напряжения потери устойчивости. Поперечный набор обеспечивает сохранение формы отсека и равномерное распределение воздействий сосредоточенных сил. Являясь опорой для стрингеров и обшивки, шпангоуты увеличивают их критические напряжения потери устойчивости. Обшивка служит в основном для восприятия крутящего момента и перерезывающей силы, а также вместе с щюдольным набором сотротивляег- ся осевой силе и изгибающему моменту.
Конструктивное исполнение силового набора зависит в основном от характера нагружения отсека и величины сжимающей силы.
Рис. 6.2. Конструктивное исполнение гладкого отсека: / / - обшнака; 2 — шпангоут стыковочный; 3 — люк эксплуатационный;
4 — штырь; 5 — заклепка; 6 — винт
/
Гладкие отсеки с неподкрепленной оболочкой являются самыми простыми вариантами сухого отса<а. Несущая способность такой конструкции в основном определяется ее устойчивостью. Величина критических напряжений для гладкой оболочки незначительна по сравнению с механическими свойствами материала, в частности, с пределом текучести, что свидетельствует о малой массовой эффективности этих отсеков. Некоторое увеличение эффективности достигается использованием оболочки с кольцевыми ребрами. Гладкие оболочки находят применение на самых верхних ступенях ракеты-носителя (особенно, если отсек короткий), где сжимающая нагрузка наименьшая. Характерное конструктивное исполнение гладкого отсека представлено на рис.6.2.
Стрингерный отсек в качестве основных силовых элементов содержит стрингеры и шпангоуты. Определенную долю нагрузки воспринимает и обшивка. Шаг стрингеров и толщина обшивки выбираются таким образом, чтобы обшиыо не теряла устойчивости до разрушения отсека. Шпангоуты увеличивают общую устойчивость отсека. Критические напряжения стрингерной конструкции значительно выше критических нап- ряжетй эквивалентной по массе гладкой оболочки.
Оболочка-обшивка воспринимает как продольные сжимающие усилия, так и поперечные сдвигающие усилия, а также внешнее избыточное давление.
Продольный набор (стрингеры) воспринимает в основном продольные сжимающие усилия и подкрепляет оболочку.
Поперечный набор (шпангоуты) воспринимает сосредоточенные радиальные силы и давление, касательные силы и моменты, подкрепляет обшивку, стрингеры или лонжероны.
Обшивка выполняется из листов» а стрингеры и шпангоуты 寸 из прессованных профилей различной формы. Форма профиле 210 1
Рис. 6.3. Отсек стрингерной конструкции：
/ — обшивка; 2 — стрингер типовой; 3 — стрингер обшивочный: 4 — шпангоут промежуточный; 5 — шпангоут стыковочный; 6 — люк эксплуатационный; 7 — заклепка; 8 — штырь; 9 — теплозащита
определяется конструктивньми и силовыми признаками.
Обшивка бывает постоянной и переменной толщины (с местным утолщением).
Стрингеры делятся: на подкрепляющие (типовые) - для подкрепления обшивки； обшивочные — для формирования продольного стыка обшивки; усиленные, воспринимающие дополнительные сосредоточенные усилия. Шпангоуты делятся: на стыковочные - для стыковки со смежными отсеками; промежуточные, расположенные между стыковочными шпангоутами; силовые, на которые действуют сосредоточенные или распределенные на небольшой длине значительные усилия； опорные, служащие опорой на лонжемент при транспортировке или при других случаях наземной зксплуатадаи. Характерное исполнение стрингерного отсека представлено на рис. 6.3.
Крепление обшивки к стрингерно-шпангоутному силовому набору ослабляет соответствующие элементы отсека. Для компенсации этого ослабления необходимо соответственно увеличить их толщину, а следовательно» и массу. Более рациональными с этой точки зрения являются монолитные отсеки, изготовленные из панелей, в которых стрингеры выполнены заодно с обшивкой (рнс.6.4,а). Такие панели получают прессованием или механической обработкой толстых листовых заготовок.
Если сжимающие усилия достигают больших значений или к отсеку прикладываются сосредоточенные усилия, оказывается достаточно сложным обеспечить устойчивость обшивки между подкрепляющими элементами. В этом случае может допускаться потеря устшчивости обшивки. Основными несущими элементами при этом будут лонжероны, более мошные по сравнению со стрингерами, устанавливаемые с большим шагом и, как правило, в местах приложения сосредоточенных сил.
Рис. 6.4. Примеры конструктивного мсполнеиия монолитных отсеков: ■ О — стрингерного: б — вафельного: / — шпангоут стыковочный; 2 ■ сварной шов; 3 — панель вафельная .Рис. 6.4. Примеры конструктивного мсполнеиия монолитных отсеков: ■ О — стрингерного: б — вафельного: / — шпангоут стыковочный; 2 ■ сварной шов; 3 — панель вафельная .
Рис. 6.4. Примеры конструктивного мсполнеиия монолитных отсеков: ■ О — стрингерного: б — вафельного: / — шпангоут стыковочный; 2 ■ сварной шов; 3 — панель вафельная .
Рис. 6.4. Примеры конструктивного мсполнеиия монолитных отсеков: ■ О — стрингерного: б — вафельного: / — шпангоут стыковочный; 2 ■ сварной шов; 3 — панель вафельная .
Например, лонжероны устанавливаются в местах крепления ракеты- носителя на стартовом столе, в местах приложашя сосредоточенных сил от двигателей и т.д.
Толщина обшивки здесь определяется уже не условиями устойчивости, а технологическими ограничениями.
Вафельные отсеки, получившие ширсжое распространение в ракетн曲 технике, являются, по существу, пределыюй &рм曲 стрингерношпангоутного силового набора.
Под вафельными оболочками принято понимать конструктивноортотропные оболочки с часто расположенным подкрепляющим набором, изготовленным заодно со стенкой (см. рис.6.4,б).
У вафельных оболочек ышюжны два вада потери устойчивости： общая потеря устойчивости с одновременным разрушением подкрепляющего набора и местная потеря устойчивости части стенки, заключенной ме
жду подкрепляющим набором. Местная потеря устойчивости ребра вафельным оболочкам не свойственна.
Принято различать вафельные оболочки с продольно-кольцевым набором (см. рис.3.10,а), с перекрестным набором ребер, расположенных под углом 45° к образующей (см. рис.3.10,в); с перекрестнокольцевым набором, у которого перекрестные ребра расположены под углом 30 к образующей (см. рис.З.Ю.в).
Вафельные отсеки изготовляются механической обработкой (фрезерованием) толстых листов, методом электрохимического фрезерования, и др. 彳
Высокие значения критических напряжений достигакггся и в так на」.
Ду^/ч/КА ^еЛ^Яо^о* ЧАА/КЛ
Рнс. 6.5. Принципиальное исполнение гофрированного отсека: /, 3 - обшивка ： 2 - гофр: 4 — стрингер усиленный
ажаемых гофрированных отсеках (рис.6.5). В таких конструкциях гофрированный металлический лист заключается между двумя гладкими обшивками. Возможна конструкция и с одной гладкой обшивкой. Обшивки с гофром соединяются сваркой, пайкой и склейкой. Мелкий шаг гофров обеспечивает высокий уровень критических напряжений местной потери устойчивости, а большой момент инерции сечения такой трехслойной стенки обеспечивает высокий уровень критических напряжении о&цей потери устойчивости. Это позволяет более полно использовать механические свойства материалов с высокими механическими свойствами, таких, как титан, сталь. Гофрированная обшивка может быть подкреплена силовым набором в виде лонжеронов и шпангоутов, что еще в большей степени увеличивает эффективность таких конструкций.
Широкое применение получили трехслойные конструкции, в которых между внешними гладкими обшивками находится наполнитель, скрепленный с обшивкой сваркой или склейкой. В качестве наполнителя может использоваться как металл в виде сот, так и пеноматериалы (см. рис. 1.13). Сотовые конструкции при относительно малой массе имеют большую жесткость и высокие критические напряжения потери устойчивости.
Особенно целесообразно применение такой конструкции, когда на отсеки помимо осевых сил действует еще и давление (головные обтекатели, конические сухие отсеки).
При проектировании трехслойных оболочек в зоне их стыковки с другими узлами или отсеками надо предусматривать установку силовых элементов для предотвращения расслоения оболочки. Доля этих подкреплений в общей массе конструкияи оболочки весьма значительна, что существенно снижает ее массовую эффективность.
ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ ОТСЕКОВ
Основные расчетные соотношения
Характерным для сухих отсеков является сжатие осевой силой N, а также нагружение изгибающим моментом М и перерезывающей силой Q.
Усилие Q обычно незначительно и является второстепенным фактором. 丁 Определяющей нагрузкой п{ж этом является эквивалентная сила
= [л/ ± — 1 J] 9KB 1r J COS7
где 7 - угол полураствора конуса： г - текущий радиус сечения обо- 1 лочки. Для цилиндрических отсеков у = Q и г = R^|
Сжимающая сила ^ складывается из сил инерции и сил эмодинами-， ческого сопротивления. По величине она не превосходит максимального значения тяги. Для большинства отсеков осевая сила достигает максимально) абсолютного значения, как правило, в мом&гг времени, соответствующий
И^нбаюший момент определяется в основном поперечной перегрузкой и аэродинамическими силами. Поперечная перегрузка и аэродинамические силы, как правило, достигают максимальных значений на траектории в точке, соответствующей 外^. Следовательно, и изгиба
ющий момент здесь имеет максимальное значение.
Помимо полетных случаев нагружения сухие отсеки (как правило, хвостовые) проверяют на случай стоянки на старте. Здесь сказывается действие изгибающето момента от ветровой нагрузки в случае кон- сольнсго закрепления ракеты-носителя и силы тяжести полностыо заправленной ракеты-носителя. Исходной для расчета сухих стрингерных отсеков является максимальная эквивалентная сила, увеличением которой в f раз определяется расчетая эквивалентная сила
N^ = fN .
9KB 9KB
Работоспособюсть кшических отсеков проверяется также на действие внешнего избыточнсго давления р.
Знание условий нагружения позволяет перейти к определению параметров конструкции сухих отсеков. В дальнейшем рассмотрим основные расчетные соотношения, позволяющие производить выбор параметров различных типов сухих отсеков.
Допустимые напряжения гладкой цилиндрической оболочки, нагруженной осевой сжимающей силой № , определяются ее устойчивостью
a =左 e 肛，(6.1)
Кр жл К“
где % - толщина оболочки; & - коэффициент устойчивости оболе吗 ки; Е - модуль упругости; R - радиус оболочки.j
214I
Расчетные натфяжения в рассматриваемом случае будут равны
(6.2)(6.2)А/Р
(6.2)
(6.2)
L = 2打凝 ・
Для стрингерных, лонжеронных и гофрированных отсеков возможны различные формы norept устойчивости:
потеря устойчивости обшивки：
общая потеря устойчивости стрингера;
местная потеря устойчивости элементов стрингера.
Критические напряжения потери устойчивости обшивки можно рассчитать по соотношению
2口 Г 5Я Е I О2~Т12(1 - Д ) 〔 с2口 Г 5Я Е I О2~Т12(1 - Д ) 〔 с(6.3)(6.3)5 о - г о кр хл К
2口 Г 5
Я Е I О
2~Т
12(1 - Д ) 〔 с
2口 Г 5
Я Е I О
2~Т
12(1 - Д ) 〔 с
(6.3)
(6.3)
где k - коэффициент устойчивости пластины； д - коэффициент Пуассона; / - расстояние между стрингерами.
с
Первое слагаемое формулы (6.3) соответствует критическому напряжению сжато而 цилиндрической оболочки (6.1). Второе слагаемое соответствует критическому напряжению длинной прямоугольной пластины. В предварительных проектировочных расчетах можно принять А =
=ОД. Минимальное значение коэффшиента Л = 4 соответствует шар-
мирно опертой вид『ГЕ кр хлмирно опертой вид『ГЕ кр хл5г 5】2户屮［户］5г 5】2户屮［户］(6.4)(6.4)пластине. При Л = 4 и д = 0,3 формула (6.3) примет
мирно опертой вид
『ГЕ кр хл
мирно опертой вид
『ГЕ кр хл
5г 5】2
户屮［户］
5г 5】2
户屮［户］
(6.4)
(6.4)
где 耳=3,6.
Критическое напряжение потери устойчивости изолированнее сжатой стоики в упругой области определяется по формуле
(6.5)(6.5)2 общ Я i О = С — кр 、2
(6.5)
(6.5)
где с 一 коэффициент, зависящий от характера закрепления концов стрингера； \ = Up - гибкость стрингера; / - длина стрингера; р =
=V ^；— - радиус инерции сечения стрингера; q - момент инерции
сечения стрингера; , - площадь поперечного сечения стрингера.
В предварительных проектировочных расчетах можно принять с = 2.
(6.6)(6.6)Так как вместе со стрингером сжимающую нагрузку воспринимает и обшивка, при определении момента инерции необходимо учитывать ее площадь и момент инерции вычислять относительно о&цего центра тяжести стрингера и обшивки. Момент инерции сечения профиля с присоединенной обшивкой рассчитывается по соотношению
(6.6)
(6.6)
где ",尸,-соответственно м(миенты инерции и тиквдади полок профиля и обшивки： х. - расстояние до центров тяжести профиля и обшив
ки; х - положение центра тяжести сечения.
(6.7)(6.7)Положение центра тяжести сечения определяется из условия
(6.7)
(6.7)
xFp 二 £F/.・ т S . I I
Критические напряжения местной потери устойчивости элементов м
стрингера о , определяются по соотношению
(6.8)(6.8)/ . = k E [ “『
(6.8)
(6.8)
Kp， M，I % J
где 5 ・ и b•- соответственно толщина и ширина полки стрингера.
Коэффициент k , определяется формой поперечного сечения стрингера. Для свободных полок А = 0,46, для стенок профиля можно понять k = 3,6. м
При действии внешнего избыточного давления оценивается величина критического давления
広P f 5]5/2
(6.9)(6.9)p = 0,92E 7^——— I
(6.9)
(6.9)
кр 'i I R：P」
где К? - средний радиус х-го пролета между по/цфеплетиями; L - длина /-го пролета по образующей конуса.
Для цилиндрической оболочки 勺=R.
Расчетные соотношения для оценки работоспособности многослойных оболочек будут рассмотрены отдельно.
216у
Принципы формирования конструктивно - силовых схем сухих отсеков
Конструктивное совершенство сухих отсеков определяется множеством факторов, отражающих наиболее существенные качества разрабатываемой конструкции.
Для конструкций ракет-носителей одним из наиболее важных является требование по обеспечению минимальной массы отсека. Однако, как было показано выше, стремление выполнить это требование приводит к ухудшению других показателей.
Для того чтобы оценить целесообразность проведения тех или иных мероприятий, направленных на снижение массы отсека, необходимо уметь соизмерять величину достигаемого при этом массового эффекта с отрицательными последствиями по другим показателям.
В общем случае массовую эффективность конструкции сухих отсеков можно оценить отношением %/。。г^е % 一 критическое напряжение потери устойчивости отсека.
Среднестатистические значения этого критерия для различных ти
пов отсеков представлены ниже:
Гладкий О, 1. . .0,2
Стрингерный или лонжеронный 0,4.. .0,5
Гофрированный. .. 0,7.. .0,8
Малая массовая эффективность гладких оболочек свидетельствует о невыгодности использования таких конструкций. Однако эти конструкции все же применяются в виде коротких переходных участков из-за их технологической простоты и небольшого вклада в общий массовый баланс конструкции.
Наиболее широкое распространение в конструкции сухих отсеков ракет-носителей получили стрингерные или лонжеронные отсеки. Однако возможности стрингерных отсеков, не допускаклдах потери устшчи- вости обшивки, ограничены. Действительно, для повышения критических напряжений такой обшивки нужно существенно уменьшить расстояние между подкреплениями, что соответственно приведет к уменьшению площади их сечения. При этом ухудшение эффективности стрингерных оболочек будет обусловлено отсутствием стандартизованных профилей малых размеров и несоответствием расчетных и стандартизованных параметров профилей.①актическн только в конструкции отсека с обшивкой, подкрепленной частым гофром, удается достичь максимальных Уровней массовой эффективности.
Выше были рассмотрены общие соображения о целесообразности применения того или иного типа отсека. Для проведения количественного анализа необходимо получить конкретные соотношения для расчета показателя массовой эффективности отсеков различных типов.
При этом задача проектировочного расчета заключается в выборе | такого сочетания параметров для отдельных элементов конструктивно- | силовой cxmj, который при сохранении работоспособности отсека со- ответствует минимуму его массы.Как правило, наибольшая массовая эффективность будет обеспечиваться при равнопрочности элементов отсека по различным предельным состояниям:Омобщкркр 丄 крЗдесьПри этом задача проектировочного расчета заключается в выборе | такого сочетания параметров для отдельных элементов конструктивно- | силовой cxmj, который при сохранении работоспособности отсека со- ответствует минимуму его массы.Как правило, наибольшая массовая эффективность будет обеспечиваться при равнопрочности элементов отсека по различным предельным состояниям:Омобщкркр 丄 крЗдесьоо кр м"=~ ;"кр 0P кроо кр м"=~ ;"кр 0P крм акрм акробщ акробщ акрооo'o'где『 —критическое напряжение потери устшчивости обшивки отсека; а . - критическое напряжение местной потери устойчивостиКр工К♦ООЩ/„элемента стрингера; о「- критическое напряжение о&цеи гюте- устойчивости стрингера.При этом величина коэффициента запаса не должна существенно превышать единицу, так как это приводит к увеличению массы конструкции отсека. В дальнейшем будем считать, что для работоспособной конструкции коэффициент запаса может бьпъ принят равным единице, 才где『 —критическое напряжение потери устшчивости обшивки отсека; а . - критическое напряжение местной потери устойчивостиКр工К♦ООЩ/„элемента стрингера; о「- критическое напряжение о&цеи гюте- устойчивости стрингера.При этом величина коэффициента запаса не должна существенно превышать единицу, так как это приводит к увеличению массы конструкции отсека. В дальнейшем будем считать, что для работоспособной конструкции коэффициент запаса может бьпъ принят равным единице, 才
При этом задача проектировочного расчета заключается в выборе | такого сочетания параметров для отдельных элементов конструктивно- | силовой cxmj, который при сохранении работоспособности отсека со- ответствует минимуму его массы.
Как правило, наибольшая массовая эффективность будет обеспечиваться при равнопрочности элементов отсека по различным предельным состояниям:
Омобщ
кркр 丄 кр
Здесь
При этом задача проектировочного расчета заключается в выборе | такого сочетания параметров для отдельных элементов конструктивно- | силовой cxmj, который при сохранении работоспособности отсека со- ответствует минимуму его массы.
Как правило, наибольшая массовая эффективность будет обеспечиваться при равнопрочности элементов отсека по различным предельным состояниям:
Омобщ
кркр 丄 кр
Здесь
о
о кр м
"=~ ;"
кр 0P кр
о
о кр м
"=~ ;"
кр 0P кр
м а
кр
м а
кр
общ а
кр
общ а
кр
о
о
o'
o'
где『 —критическое напряжение потери устшчивости обшивки отсека; а . - критическое напряжение местной потери устойчивости
Кр工К
♦ООЩ/„
элемента стрингера; о「- критическое напряжение о&цеи гюте- устойчивости стрингера.
При этом величина коэффициента запаса не должна существенно превышать единицу, так как это приводит к увеличению массы конструкции отсека. В дальнейшем будем считать, что для работоспособной конструкции коэффициент запаса может бьпъ принят равным единице, 才
где『 —критическое напряжение потери устшчивости обшивки отсека; а . - критическое напряжение местной потери устойчивости
Кр工К
♦ООЩ/„
элемента стрингера; о「- критическое напряжение о&цеи гюте- устойчивости стрингера.
При этом величина коэффициента запаса не должна существенно превышать единицу, так как это приводит к увеличению массы конструкции отсека. В дальнейшем будем считать, что для работоспособной конструкции коэффициент запаса может бьпъ принят равным единице, 才
(6.10；(6.10；о . м . общ -
(6.10；
(6.10；
% = 1； "кр「1 ； % = L
Заметим, что при наложении некоторых условий на параметры консЛ руктивно-силовой схемы условие равнопрочности может и не обеспечи* вать минимальную массу отсека. Более подробно объяснение этого вопроса будет дано позднее при анализе конкретных конструктивно
ВВсиловых схем.
В
В
Условия (6.10) связывают параметры элементов сухих отсеков.
общем случае число искомых параметров может оказаться большим, чем число уравнений связи. В этой ситуаиии свободные параметры целесообразно назначать из условия обеспечения минимальной массы отсео. При заданных габаритных размерах отсеков, определяемых, как правило, из компоновочных соображений, минимум массы обеспечивается при минимальной площади поперечного сечо{ия отсека. При заданных нагрузках это условие выливается в требование достижения максимальных напряжений, действующих в отсеке.
Очеыщно при решении задачи оптимизации необходимо также учита- вать ограничения, связанные с технологическими факторами и удов* летворением условия непревышения действующими напряжениями механических свойств материала.
Кроме того,用索 д^ствии внешнего избыточного давления необходимо проверить удовлетворение условия
кр
Выбор оптимальных параметров элементов конструктивно-силовых схем сухих отсеков различных типов по предложенному подходу рассмотрен ниже.
Проектирование гладких и стрингерных отсеков
Проектирование гладкой оболочки заключается в выборе толщины обшивки. Таким образом, имеется один искомый параметр 5 и одно о
О [ дисциплинирующее условие % = 1.
Из этого условия с учетом выражений (6.1), (6.2) можно получить расчетное соотношение для оценки массовой эффективности гладкой оболочки
0左元托
上(6.11)
% 成—-погонное сжимающее усилие.
Из соотношения (6.11)阻дно, что массовая эффективность гладкой оболочки растет с ростом ее нагружения № и уменьшением радиуса R, а 咿 определенном сочетании нагружения и размеров достигает предельного единичного значения.
Однако для реального диапазона изменения параметров отсека и его нагружения величина критерия (6.11) невелика и, как указывалось выше, не превышает значений 0,1 …02
Для стрингерных отсеков выражение для действующих напряжений Можно представить в ыще
L 2 L
[川，(6.⑵
где ! - расстояние между шпангоутами; @ - параметр, заыюяший от геометрии поперечного сечения стрингеров.
В дальнейшем с целью прсжедения сравнительного анализа при 1 воде расчетных соотношений множитель | 户］ был включен в параметр 6 При этом выражение для действующих напряжений (6.12) примет вид
噌(6•⑶
Как видно из соотношения (6.13), максимум напряжении достигается при параметрах продольного набора» обеспечивающих минимум ©.
Основные расчетные соотношения для отсеков с различными формами поперечного сечения стрингеров представлены в табл. 6.1. Характер изменения функции ф в зависимости от свободных параметров отсека показан на рис.6.6...6.10.
На рис. 6.6 показан характер изменения критерия для уголкового профиля с законцовкой в зависимости от『для различных значении b и А. Очевидно, приняв f = 0, получим решение для обычного уголкового профиля. Как вадно из графика, выбор рациональных параметров законцовки улучшает массовую эффективность стрингерного отсека.
—На рис.6.7 представлены результаты расчета критерия ф для Z-образного и П-образного профилей в зависимости от b при различных А. Очевидно, оптимальное значение 6 соответствует минимуму массового критерия ф. Анализ характера изменения критерия ф по / показывает, что обеспечение требования равнопрочности для все】 элементов сечения профиля не всегда приводит к наилучшему результату. Действительно» при одинаковой толшдае горизонтальны^ и вертикальных полок профиля их равнопрочность достигается при й = 1.
В то же времядля П-образного профиля наилучшии массовый эффект достигается при й = 2. Соответственно для Z-о^зного профиля мае совая эффективность возрастает с увеличением А. Таким образом, от- каз от обеспечения условия J = о\ для горизонтальной полки П образного профиля и вертикальной полки Z-образного профиля улучша ет массовую эффективность отсека. При этом критические напряжения в рассматриваемых полках оказываются больше действующих. Этот результат объясняется наложением дополнительных связей на параметры профиля, выразившихся в задании одинаковой толщины его полок. Г снятии этого условия обеспечение равнопрочности горизоигальной вертикальной полок профиля дает наилучший массовый эффект.
Таблица 6.1
Расчетные соотношения для внбсфа параметров стрингерного отсека
Безразмерный момент инерции сеченияБезразмерный момент инерции сечения7噌 + 哪.”；J + [т-]卜+ 5卜7噌 + 哪.”；J + [т-]卜+ 5卜
Безразмерный момент инерции сечения
Безразмерный момент инерции сечения
7噌 + 哪.”；J + [т-]卜+ 5卜
7噌 + 哪.”；J + [т-]卜+ 5卜
Безразмерная_координатаXцентра тяжести сеченияБезразмерная_координатаXцентра тяжести сечения#5 + 2幵#5 + 2幵2[b(五 + 1)+ s + 7]2[b(五 + 1)+ s + 7]
Безразмерная_
координатаX
центра тяжести сечения
Безразмерная_
координатаX
центра тяжести сечения
#5 + 2幵
#5 + 2幵
2[b(五 + 1)+ s + 7]
2[b(五 + 1)+ s + 7]
Относительная толщнна оболочки
8 = А = 0.46; k. * 3,6hb м '
Толщина стрингераТолщина стрингера6 »6 »2itR[b(h + 1) +8 + 7]2itR[b(h + 1) +8 + 7]=5^=5^
Толщина стрингера
Толщина стрингера
6 »
6 »
2itR[b(h + 1) +8 + 7]
2itR[b(h + 1) +8 + 7]
=5^
=5^
Толщина оболочки
Расстояние
между стрингерами
Ширина полки с трингера
Площадь за-
концовки
f ="6, с с
стрингера
Высота полки Й = ЛЬ
стрингера
Z - образный профиль
Кр нтернй массовой эффективности
$ ♦ 5(五♦ 2)
Безразмерный момент инерции сечения
Условные обозначения：
n h
Л =—
1
I
丄
i
7号+ "1 -工'哪."工『+
Безразмерная .координата центра тяжести сечения
Относительная т олщина оболочки
Толщина стрингера
Толщина обо лочки
Расстошше между стрингерами
Критерий массовой эффективности
Безразмерный момент инерции сечения
Ширина полки с трингера
6 = k = 0,46; k = 3,6
hb м '
2itR[8 + Ь(Й + 2)]
Высота полки 厶 _
A% 丄％—6
7 =後+ 2林卜5 -广）+ ［广）卜 同，小告Y
Безразмернаи координата центра тяжес- тн сечения
ж
五(石♦ t)5
2(h + 1)Ь + 6
ОтносительнаяОтносительнаят олщнна оболочкит олщнна оболочки
Относительная
Относительная
т олщнна оболочки
т олщнна оболочки
6 = "~ (1 - 1,5b), Ь < "т 8 =- • Ь У ~
А*3 Л 3
Толщина
стрингера
6
£
2nR[8 ♦ 2b(h + 1)]
Толщина оболочки
5 = 55
О <
Расстояние
между стрингерамимежду стрингерами「К 丁 1.5b0尸「К 丁 1.5b0尸
между стрингерами
между стрингерами
「К 丁 1.5b
0尸
「К 丁 1.5b
0尸
Ширина полки ^ _ ^ с трннгера<
Высота полки 丄 т» h = hbВысота полки 丄 т» h = hbстрингерастрингераРнс. 6.6.Рнс. 6.6.ИзменениеИзменениеjcpHrepHfl массовой эффективности в зависимо-jcpHrepHfl массовой эффективности в зависимо-сти от / присти от / при-К-Кразличныхразличных1; б - Л = 2; в - Й = 31; б - Л = 2; в - Й = 3
Высота полки 丄 т» h = hb
Высота полки 丄 т» h = hb
стрингера
стрингера
Рнс. 6.6.
Рнс. 6.6.
Изменение
Изменение
jcpHrepHfl массовой эффективности в зависимо-
jcpHrepHfl массовой эффективности в зависимо-
сти от / при
сти от / при
-К
-К
различных
различных
1; б - Л = 2; в - Й = 3
1; б - Л = 2; в - Й = 3
Рис. 6.7. Изменение критерия массовой эффективности в зависимости от Ь для различных Й:
О — для Z-образного профиля; 6 — для П-образного профиля
Оценить необходимость предъявления требования равнопрочности к тому или иному элементу профиля можно на основе анализа его влияния на работоспособность отсека.
Если изменение параметра элемента нро^йтя улучшает работоспособность отсека по одним предельным состояниям и ухудшает по другим, то необходимо требовать выполнения условия равнопрочности по этим предельным состояниям.
В рассмотренном выше случае изменение размеров горизонтальной полки П-образного профиля влияет только на общую успжчивость отсека. так как ее местная устойчивость при равенстве толшин всех полок заведомо удовлетворяется для оптимальных значений h.
Аналотичные рассуждения справедливы и для вертикальной полки Z-образного профшя.
Представленные выше результаты позволяют решать вопрос о выборе формы поперечного сечения профиля стрингерного отсека. Очевидно» целесообразно использовать профиль, обеспечивающий наилучшую массовую эффективность отсека. Однако решение этого вопроса должно производиться с учетом удовлетворедия целого ряда требований проектно-конструкторского, производственного и эксплуатационного характера.
В дальнейшем рассмотрим особенности учета ограничений, 8 - 908 225
связанных с прочностными и проектно-пр(м1зводственными факторами.
С точки зрения работоспособности отсека по прочности расчетные напряжения не должны превышать предела текучести материала отсека
/<О0.2-С учетом выражения (6.13) соотношение (6.14) примет вид/<О0.2-С учетом выражения (6.13) соотношение (6.14) примет вид(6.14)(6.14)2ттЕ严]22ттЕ严]2L зL з0,20,2(6.15)(6.15)
/<О0.2-
С учетом выражения (6.13) соотношение (6.14) примет вид
/<О0.2-
С учетом выражения (6.13) соотношение (6.14) примет вид
(6.14)
(6.14)
2ттЕ严]2
2ттЕ严]2
L з
L з
0,2
0,2
(6.15)
(6.15)
Разрешая неравенство (6.15) относительно @, получим нижнюю гра- №<цу области применения стрингерной оболочки по прочности
2200
2
2
0
0
В частности, для сплава Д16Т (о。缪=300 МПа; Е = 7,1 • 104 МПа);
в случае 产=200 кН/м; I = 0,5 м получим © > 1,58.
Проектные и технологические факторы также накладывают ограничения на размеры элементов сухого отсека. В дальнейшем рассмотрим решение поставленной задачи при фиксации размеров отдельных эле
ментов конструкции отсека.
При фиксированной толщине стрингера 6 определяют функцию
2irES ]3~
2 2-
Тогда искомые безразмерные параметры отсека будут соответствовать точке пересечения кривсж ©&, отвечающая заданному значению '&，° функцией ф (см. рис. 6.6). Аналогично можно получить решение при фиксации толщины оболочки 6 и расстояния между стрингерами о
{• При этом выражения для функций 唯 и , примут вид
В о&цем случае реальные значения параметров отсека могут отличаться от оптимальных. Наиболее сильно падение эффективности будет оказываться при малых уровнях 产，что объясняется отсутствием стандартизованных профилей малых размере», а также технологическими ограничениями на толщину обшивки. В этой ситуации оказывается целесообразным переходить к гофрированным отсекам, допускающим техническую реализацию оптимальных параметров в ширежом диапазоне их изменения.
Проектирование гофрированных отсеков
При проектировании гофрированного отсека, работающего на осевое сжатие, необходимо удовлетво]мпъ требованиям по обеспечению общей и местной устойчивости.
Общая устойчивость гофрированного отсека может определяться ус- т^чивостью гофра с обшивксж на шаге t как сжатого стержня. Расчеты выполняют при потере устойчивости, соответствующей изгибу в радиальной плоскости. При этом можно воспользоваться формулой (6.5) при с = 2.
Расчет гофрированного отсека на местную устотчивость сводится к расчету криволинейных и прямолинейных участков гофра и сам喲 оболочки. Для криволинейных участков го(^)а и оболочки критические напряжения рассчитываются по соотношению (6.1). Потеря устойчивости крдаолинейных участков не допускается. Для плоских участков гофра критические напряжения рассчитываются по формулам (6.8). Потеря устшчивости плоских участков гофра не вызывает разрушения, так как плоская пластина после потери устойчивости продолжает нести нагрузку. При проведении проектных расчетов рассмотрим гарантированную модель функционирования отсека, не допускающую потерю устойчивости отдельных элементов гофра. Тогда условия работоспособности примут ввд
кр
В дальнейшем приведем результаты анализа массово эффективности отсеков с гофром трапециевидной и омегообразной ф(4>мы. Основные расчетные соотношения для отсеков указанных типов представлены в табл. 6.2.
Таблица 6.2
Расчетные соотношения для выбора параметров гофрированного отсека
Относительная 3 толщина оболочки
эффективности
Длина наклонного участка гофра
© =
Безразмерный момент инерции сечения
21
Длина горизонтального участка гофра
Угол наклона
3-0 1
стойки гофра
а =11
Безразмерная
—
координата
ft + —
-4
центра тяжес-
т.—
тн сечения
2й + - +
h 4
Критерий массовой эффек- ф = тнвностн
1 ♦寸* f/4亍
(7产
Безразмерный , = [ 57,. момент инерции сечения
+ 6Л2 - 4ГЖ
1 ♦ W ♦ !J4f1 ♦ W ♦ !J4fБезразмерная координата X = центра тяжести сечения
1 ♦ W ♦ !J4f
1 ♦ W ♦ !J4f
Дейст в ующне расчетны е напряжен ияДейст в ующне расчетны е напряжен ияJ =J =ITfe尸庐^ITfe尸庐^0,40,4
Дейст в ующне расчетны е напряжен ия
Дейст в ующне расчетны е напряжен ия
J =
J =
ITfe尸庐^
ITfe尸庐^
0,4
0,4
Относительная толщина обо-Относительная толщина обо-ЛОЧКИЛОЧКИ5 =；⑹。・з5 =；⑹。・з
Относительная толщина обо-
Относительная толщина обо-
ЛОЧКИ
ЛОЧКИ
5 =；⑹。・з
5 =；⑹。・з
Коэффициент учета внешней нагрузкиКоэффициент учета внешней нагрузкиElk4Elk40,20,2.IT疝1 I妃.IT疝1 I妃Толщина гофра 6 «Толщина гофра 6 «册册
Коэффициент учета внешней нагрузки
Коэффициент учета внешней нагрузки
Elk4
Elk4
0,2
0,2
.IT疝1 I妃
.IT疝1 I妃
Толщина гофра 6 «
Толщина гофра 6 «
册
册
(f ♦ S ♦ LI，)(旷)
Радиус гофра
k Eb
Шаг гофра
Толщина оболочкиТолщина оболочкиi = 55о гi = 55о г
Толщина оболочки
Толщина оболочки
i = 55о г
i = 55о г
Величина кри- / 、0.3 一 —_ i/9
.(ф)= {L (1 + 6 + 1,14f)}I/Z
терня при фик-I 6* n 7 J
снрованной 5г
Коэффнциент учета толщн-■ ны гофра
J^rk 万 Jf3
0,4
6
.I而
6
@)0，3
от 力 для различных О
Рнс. 6.9. Изменение критерия массовой эффективности в завнснмосгм от Г для различных уровней нагружения
Характер изменения критерия массовой эффективности для рассматриваемых типов отсеков представлен на рис.6.8 и 6.9. Как видно из графиков, массовая эффективность отсека растет с увеличением а.
Очевидно, наибольший эффект будет достигаться для гофра с вертикальной стенкой. Этот вывод объясняется тем, что с увеличением ширины горизонтальной полки растет момент инерции сечения гофра и работоспособность отсека на общую устойчивость улучшается. При этом снижение уровня критических напряжений местной потери устойчивости горизонтальной полки J1 не пржодит к нарушению ее работоспособности, так как для оптимальных параметров отсека напряжения / будут всегда превышать действующие. Действительно, для гофра постоянной толшины напряжения местной потери устойчивости в горизонтальной полке будут больше, чем в наклоннее, при выполнении условдя й > а. В безразмерном виде это неравенство примет вид
й > а/4. (6」6)
Оптимальные значения_ й, соответствующие рассматриваемым вариантам задания а (а = 1, а = 2), лежат в диапазоне 0,7…0,8. Следовательно, условие (6.16) выполняется.
Полученные результаты позволяют определять оптимальные парамет-
[Яз! отсека. Основные соотношеьшя, необходимые для проведошя расчетов, представлены в табл. 6.2. Действующие в отсеке напряжения можно оценить гю формуле (6.12). Также как и для стрингерных отсе- ков при реализации оптимальных параметров гофрированной оболочки размер элементов отсека могут получаться меньше некоторых допустимых значений» которые зависят от применяемого материала и возможностей производства.
Условие непревышения расчетными напряжениям» предала текучести материала определяется неравенством
При фиксации толщины гофра по аналогии с подходом, рассмотрен* ным выше, имеем
При (граничении на толщину оболочки получим
При задании ограничений на 6 или 6 искомью параметры отсека
находятся как раиения уравнений, получаемых в результате приравни-: вания соотношений (6.17), (6.18) выражению для крггерия эффектив-： мости 叽 представленному в табл. 6.2.
Для гофра омегообразной формы значвшя критерия эффективности ；
232'
оказываются зависимыми от уровней нагружения и геометрических размере® отсека.—
Расчет значений ф для различных г сводится к совместному решению системы алгебраических уравнений
7 = 1,57г + х2 + 1,14гх2 + 5х2 - 4гх;
Результаты расчета для различных уровней нагружения 份 представлен на рис.6.9.
Как видно из графика, с увеличением безразмерного радиуса гофра массовая эффективность отсека улучшается. При проектировании отсека назначение конкретных значений г осуществляется из условия удовлетворения технологических ограничений.
При заданнеж толшдае гофра плошдць поперечного сечения отсека будет зависеть от безразмерных параметров 5 и г：
= 2nR8 (1 + 5 + 1」4a.(6•⑼
X r
С другой стороны величинаС другой стороны величинаможет &пъ оденой по соотношениюможет &пъ оденой по соотношению(6.20)(6.20)ITknN^ I?где 0P = ЦITknN^ I?где 0P = Ц5£5£
С другой стороны величина
С другой стороны величина
может &пъ оденой по соотношению
может &пъ оденой по соотношению
(6.20)
(6.20)
ITknN^ I?
где 0P = Ц
ITknN^ I?
где 0P = Ц
5£
5£
Приравнивая выражения (6.19) и (6.20) и разрешая равтггво от- I носительно ©, получим]
3 ф3 ф1=[L(l + S + 1,14г)Г，1=[L(l + S + 1,14г)Г，(6.21)(6.21)
3 ф
3 ф
1
=[L(l + S + 1,14г)Г，
1
=[L(l + S + 1,14г)Г，
(6.21)
(6.21)
где L огде L о/，（丽）3/，（丽）36・6・
где L о
где L о
/，（丽）3
/，（丽）3
6・
6・
з
В то же время параметр ф удовлетв(ч)яет соотношению
3Ф3Ф331 + 6 + 1」4Г-гЗ~1 + 6 + 1」4Г-гЗ~(6.22) 1(6.22) 1
3
Ф
3
Ф
3
3
1 + 6 + 1」4Г
-гЗ~
1 + 6 + 1」4Г
-гЗ~
(6.22) 1
(6.22) 1
Приравнивая соотношения (6.21) и_(6.22), приходим к уравнению относительно безразмерного параметра г.
Решения уравнения для различных качении коэффициента 仆 отме-
чены точками на кривых, представленных на рис. 6.9. Числа около то- I чек на кривых соответствуют принятому значению коэффициента L . I
Подставляя в выражаше для /g вместо R параметр у, получим |
соотношения, позволяющие учитывать ограничения на толщину лис- | оJ
Область допустимых значении ф с точки зрения недостижения пре- | дела текучести задается неравенством
53532
5
3
5
3
Проектирование лонжеронных отсеков
В лонжеронном отсеке допускается потеря устойчивости обшивки.
После потери устойчивости обшивка не участвует в восприятии сжимающих сил. Только узкая полоска, прилегающая к лонжередгу, ра- 234
内
(6.23)(6.23)ботает совместно с ним. Эту часть обшивки принято называть присоединенной. Ширину этой части обшивки b 呻 определяют по формуле
(6.23)
(6.23)
Ь = 1,96.
про 0P
Ширина присоединенной обшивки, использу^ая в расчетах, зависит от формы лонжерона и его раал^юв. Для лонжерона уголксжого профиля (рис.б.Ю.а) ширина а будет равна b呻.Для лонжерона замкнутого профиля (см. рис.6.10,6) ширина а будет равна 2d 响 если Д > 〉b ; в противном случае а = Д + Ь •
Работоспособность лонжеронного отсека определяется удовлетворением требований по обеспечению общей и местной устойчивости лон- ж^хии. Критические напряжения общей устс^чивости определяются с учетом присоединенной обшивки а по соотношению (6.5). Местная устойчивость пол(ж лонжерона оценивается по формуле (6.8).
Расчет лонжеронного отсека сводится к выбору такой толщины обшивки и параметров профиля, которые обеспечивают минимальную массу к(况струкпии. ®итернем выбора параметров лонжеронного отсека является суммарная плошдць поперечного сечошя отсека.
Рассмотрим задачу выбора параметров лонжеронного отсека с профилем типа уголка, представленного на рис.6.10. В данном случае имеем пять неи^естных параметров 瓦 t、а %, 6 и три условия ра- ботоспосо&юсти, определяемые необходимостью обеспечашя общей устойчивости лонжерона» местной устойчивости свободной полки стрингера и работоспособности оболочки на приведенной ширине обшивки. Таким образом» два из параметров являются свободными. Для нахождения этих параметров используем подход, рассмотренный ранее для стрингеркго отсека.
Рис. 6.10. Сечение элемента лонжеронного отсека
IQ»n中нем массовой эффективности в рассматриваем*м стоя суммарная площадь поп^)ечного сечения отсека：IQ»n中нем массовой эффективности в рассматриваем*м стоя суммарная площадь поп^)ечного сечения отсека：гдегдеТаблиц параметровТаблиц параметровУголковый профильУголковый профильКоэффициент учета толщины оболочкиКоэффициент учета толщины оболочкиОтносительная т олщнна обо-Относительная т олщнна обо-л очкил очки8 = 0.36 ^hb8 = 0.36 ^hbТолщина полкяТолщина полкялонжероналонжерона
IQ»n中нем массовой эффективности в рассматриваем*м стоя суммарная площадь поп^)ечного сечения отсека：
IQ»n中нем массовой эффективности в рассматриваем*м стоя суммарная площадь поп^)ечного сечения отсека：
где
где
Таблиц параметров
Таблиц параметров
Уголковый профиль
Уголковый профиль
Коэффициент учета толщины оболочки
Коэффициент учета толщины оболочки
Относительная т олщнна обо-
Относительная т олщнна обо-
л очки
л очки
8 = 0.36 ^hb
8 = 0.36 ^hb
Толщина полкя
Толщина полкя
лонжерона
лонжерона
Усподн^е обозначения:Усподн^е обозначения:Критерий массовой эффективностиБезразмерный параметрКритерий массовой эффективностиБезразмерный параметрБезразмерный момент инерцнн сеченняБезразмерный момент инерцнн сеченняБезразмерная координата центра тяжес - тн сеченняБезразмерная координата центра тяжес - тн сеченняn^ffv 4^/^ ff^+^-А^^б = = -=n^ffv 4^/^ ff^+^-А^^б = = -=Расчетные соотношения для выбора лонжеронного отсека
Усподн^е обозначения:
Усподн^е обозначения:
Критерий массовой эффективности
Безразмерный параметр
Критерий массовой эффективности
Безразмерный параметр
Безразмерный момент инерцнн сечення
Безразмерный момент инерцнн сечення
Безразмерная координата центра тяжес - тн сечення
Безразмерная координата центра тяжес - тн сечення
n^ffv 4^/^ ff^+^-А^^б = = -=
n^ffv 4^/^ ff^+^-А^^б = = -=
Расчетные соотношения для уголка с прстовольной высотой полки представлены в табл. 6.3.
Напряжашя, действующие в лонж^хжном отсеке, можно рассчитать по феруле (6•⑵.
Приведенные соотношения обобщают результаты, полученные для стрингерных отсеков, и совпадают с аналогичными выражениями, полученными для стрингерных отсеков при а = 1.—
Как видно из графика (рис.6.11). для каждого значения а существует оптимальное значение параметра 6, обеспечивающее минимум без-
размерной площади & = ^— . Очевидно, оптимальные значения b
Продолжение табл. 6.3
Коэффициент учет а числа лонжеронов
Относительная ширина полки лонжерсжа
6
6 n仔
5
Ширина полки ° 一 5 2яТ? л онжеронаЛ
Вцсота полки 〃.茄 лонжерона
удовлетворяют алгебраическому уравнению
3F (а, Ь) =О,
(6.25) !(6.25) !Уравнение (6.25) совместно с выражением (6.%) задают огибающую семейства кривых F^(a, 6). Точки касания кривых семейства огибаю-
(6.25) !
(6.25) !
щей соответствуют оптимальным значениям Ь. Таким образом, для каждого значения а минимум критерия будет достигаться на огибающая. Анализ поведения огибаквдей показывает, что с уменьшением а массовая эффективность отсека возрастает. Таким образом, с точки зрения массового критерия целесообразно вообще не ставить обшивку. Заме- I тим, что этот вывод соответствует идеальной схеме нагружения отсе- Г ка только осеылм сжимающим усилием и не учитывает ограничошй технологического и эксплуатационного характера. В реальных ситуациях ■ необходимо иметь в виду, что на отсек помимо осевой силы действуют изгибающие и крутящие мшенты, а также перерезывающие силы. Кроме того, для конических отсеков необходимо учитывать влияние внешнего избыточного давления и тепловые воздействия. Наконец, агрегаты и приборы, находящиеся внутри отсека, требуется защитить от воздействия набегающего потока в полете и от различных внешних воздей- 4 ствии (пыли и влаги) при наземной эксплуатации.
44ZfZf1515о 0,24，“6о 0,24，“6Изменение безразмернойИзменение безразмерной% 42Рис. 6.11.% 42Рис. 6.11.440646 а440646 аО для различных Ь н ft = 2
4
4
Zf
Zf
15
15
о 0,24，“6
о 0,24，“6
Изменение безразмерной
Изменение безразмерной
% 42
Рис. 6.11.
% 42
Рис. 6.11.
440646 а
440646 а
±нс. 6. 12. Изменение безразмерной площади отсека в завнснмости or
площади отсека в завнснмости отплощади отсека в завнснмости отО для различных толщин оболочки при Й = 2
площади отсека в завнснмости от
площади отсека в завнснмости от
Все это обусловливает необходимость установки обшивки. Причем, как указывалось выше, влияние перерезывающих сил и крутящего момента для изделий рассматриваемого класса невелико, поэт(ж<у обшивка лонжеронных отсеков существенно тоньше» чем у стрингерных. Во многих случаях ее толщина обусловливается технологическими (ярани- чениями. Например, при очень малой толщине листа голоыо потайной заклепки может продавить обшивку и работоспособность заклепочного соединения нарушится. При фиксированной толщине обшивки выражение для безразмерной плошдци можно представить в виде
(6.26)
Совместное решение выражений (6.26) и (6.24) позволяет
рассчи-рассчи-тать величину 尸工，соответствующую заданной толшине листа.
рассчи-
рассчи-
НаНарис.6.12 показан характер изменения функции 戸工 для различных зна
На
На
чений коэффициента g
Как видно из графика, с уменьшашем значения а массовая эффективность отсека с фиксированной_толшиной оболочки возрастает. Для назначения конкретных значений а необходимо наложить дополнительное условие на параметры отсека. В частности, можно задать число лонжеронов л.
С точки зрения массовой эффективности оболочки целесообразно брать как можно меньше лонжеронов. Однако критерий 0, характери
зующий массу подкрепленной оболочки, был получен без учета особенностей восприятия сосредоточенных нагрузок, приходящих на стыковочные узлы оболочки от соседних отсеков. С точки зрения рациональной передачи этих усилий в районе приюжашя сосредоточенных сил оболочка должна подкрепляться лонжеронами.
Задание л фактически определяет расстояние между лонжеронами
2я7?
При фиксированном значении i выражение для безразмерной площади сечения отсека примет ввд
гдегде[b{h + 1) + aS][b{h + 1) + aS]GG
где
где
[b{h + 1) + aS]
[b{h + 1) + aS]
G
G
Соотношение (6.27) совместно с выраже м (6.24) задают величину ,,соответствующую заданному числу лонжеронов. Характер изменения функции F , соответствующий различным значениям Г, показан на рис.6.12 пунктирными линиями.
Заданрю толщины обшивки и числа лонжеронов позволяет определить параметр а отвечающий пересечению кривых QS), построенных для значений % и % соответствующих принятым значениям бит
Знание параметра а позволяет определить искомые параметры отсека с помсниью соотношений, гредставленных в табл. 6.3.
Анализ полученных результатов показывает, что для реальных отсеков коэффициент 夕 изменяется в диапазоне 25... 100. При этх)м J безразмерный параметр а, характеризующий часть оболочки, работающий совместно с лшжероном, лежит в интервале 0,05...0,2. Таким I образом, большая часть обшивки не воспринимает нагружу и является I своего рода балластом. Из условия непревышения расчетными напряже- I ниями предела текучести получимI
Граничная кривая, соответствующая материалу Д16Т 综 ■ =300 МПа), представлена на рис.6.11. Точка пересечения этой кД вой с огибающей определяет дотустимую границу уменьшения а.
Проектирование монолитных (панельных) и многослойных отсеков
Монолитные отсеки изготовляются из панелей. Различают стрингерные монолитные отсеки и вафельные отсеки. При расчете стрингерных монолитных отсеков используется тот же подход, что и для обычных стрингерных отсеков. Выбор параметров отсеков вафельнсж конструкции подробно рассмотрен в разд. 3.3.
в дальнейшем остановимся более подробно на выборе параметров многослойной конструкции. При действии изгибающих м^чентов и сжимающих сил высоких уровней крггических напряжений удается достичь при использовании трехслойных кстктруквдй.
При проведении проектного анализа рассмотрим симметричную трех- слоимую оболочку, предстжленную на рис. 1.13. Задача проектировочного расчета так(用 оболочки сводится к определению толшины несущего слоя & толщины заполнителя h и параметров заполнителя. Исходными данными для проектировочного расчета являются геометрические размеры отсека, механические свойства материалов стенки и сот и величина расчетного усилия 丝疑丁
При этих условиях в качестве критерия масссжой эффективности можно принять эквивалентную толшину оболочки %
6 = 8(2 ♦ дХ),'(6.28)
где д = р /р — относительная плотность заполнителя；入=Л/5 — относительная толщина заполнителя; р , р соответствевдо плотности
3 н
заполнителя и несущего слоя оболочки.
Таким образом, поставледаая задача сводится к определению параметров д, X и 5 при условии обеспечения минимума эквивалента^ толщины 6 и сохранении работоспособности оболочки. При продольнсм сжатии ус/кжие работоспособности трехслойной оболочки запишется в виде
№ I = Г .(6.29)
■ экв1 кр
Литическая осевая сила 7冲网四 симметричной трехслсжной оболочки рассчитывается по соотношению
Г = 22Е 品2(1 + 入-d),(6.30)
кр н
G
где d = 0,525 ; R - радиус оболочки； G = ^относительный
модуль сдвига заполнителя： G — модуль сдвига заполнителя; k 三
0,3： £ - модуль упругости матфиапа несущего слоя.
Разрешая соотношение (6.30) относительно 5 и учитывая услоыю
(6.29), получив
KkJ
(6.31)(6.31)22左E(1 + 入一d) •
(6.31)
(6.31)
С учега« формулы (6.31) выражение для ^итерия эффективности
примет вид/
KJ 1mF" (「上小(2 + а・/KJ 1mF" (「上小(2 + а・/(6.32)(6.32)
KJ 1
mF" (「上小(2 + а・/
KJ 1
mF" (「上小(2 + а・/
(6.32)
(6.32)
6b 二 1^~ = 0,535 гл6b 二 1^~ = 0,535 глгде % =где % =KJ2ПЕKJ2ПЕ-толщина однослойной гладкой оболочки.-толщина однослойной гладкой оболочки.
6
b 二 1^~ = 0,535 гл
6
b 二 1^~ = 0,535 гл
где % =
где % =
KJ
2ПЕ
KJ
2ПЕ
-толщина однослойной гладкой оболочки.
-толщина однослойной гладкой оболочки.
В дальнейшем целесоо^)азно от кри^рия 6 пфейти к безраэмер- ному критерию %
(6.33)
гдегде
где
где
Крггерий % характеризует степень облегчения конструкции отсека
при переходе от гладкой оболочки к трехслойной. В частности, при %, большем единицы, переход к трехслойной оболочке сжазывается нецелесообразным.
Параметры 入 н d, входящие в критерий (6.33), являются связанными общим соотношением (6.30). После несложных преобразований можно показать, что они удовлетворяют уравнению
(6.34)(6.34)? - (1 * X)/ * 产入2 二 °
(6.34)
(6.34)
Очевидно, параметры д и G, характеризующие свойства наполнителя, также являются взаимосвязанными. Проследим характер этой взаимосвязи для двух типов наполнителей: пенозаполнителя типа ПХВ-1 и сотового заполнителя из металла.
НОСТИ СОТОВОГО заполнителя приве- внснмостн от его ПЛОТНОСТИ дены в табл. 6.4. Как видно из этих соотношений, параметры G и д
оказываются линейно связанными:
Выражения для расчета коэффициента % представлены в той же таблице.
При составлении таблицу приняты следующие обозначения: G^ - модуль сдвига материала заполнителя; % - плотность материала заполнителя; Е - модуль упругости материала заполнителя.
Для несущего слоя и сот из одинаковых материалов и шестигранного сотового наполнителя получим
а = 0,22д. с
С учетом полученных выражений параметр + можно представить в виде
+ = * 卜（6・37）
Таблица 6.4
Основные расчетные соотношения
н
критерия в завнснмости от параметра 与 для различных значений Д нкритерия в завнснмости от параметра 与 для различных значений Д нтолько от д, но и от нагрузки М\только от д, но и от нагрузки М\
критерия в завнснмости от параметра 与 для различных значений Д н
критерия в завнснмости от параметра 与 для различных значений Д н
только от д, но и от нагрузки М\
только от д, но и от нагрузки М\
Проведенный анализ показывает, что при заданной нагрузке критерии 坛 зависит от двух независимых переменных. В дальнейшем в качестве варьируемых переменных будем рассматривать параметры 从 и 入.Первоначально найдем оптимальные значения критерия 坛 по 入 при фиксированных значениях 从.Очевидно, оттгимальное значение 入 будет удовлетворять уравнению
#• =()•(6.38)
Как видно из соотношений (6.33), (6.34), оптимальные значения % будут зависеть не
входящей в выражение для £ Поэтому при проведении оптимизации будем рассматривать решение уравнения (6.38) при различных значениях {. Характер изменения критерия 坛，соответствующего
оптимальным значениям 入 для различных значений 从 в зависимости от £ представлен на рис.6.14.
Полученные зависимости позволяют перейти к оптимизации 坛 по второму варьируемому параметру д. С этой целью построим зависимость оптимальных значений % п0 параметру д. Искомое значение %
задается ординатой, лежащей на кривой, отвечающей принятому значению д и соответствующей координате ^ = а^ — . Кривые, построенные
для различных значений адля различных значений апозволяют определить оптимальные значе
для различных значений а
для различных значений а
ния 玄 соответствующие минимуму критерия массовой эффективности %. В частности, для ” 二 0,5 минимум 坛 достигается при 5 = 8.
Для меньших уровней коэффициента а оптимальные значения выходят '
за поле графика. Анализ полученных результатов показывает, что оптимум имеет пологий характер. Следовательно, значения W можно менять в широком диапазоне в окрестности оптимального значения без существенного пршгрыша по массе отсека. Это позволяет при назна-
чении параметра W ориентироваться на более технологичные конструкторские решения. Аналогичный подход справедлив и при назначении параметра 入.Как показали результата проведенных исследований, при
уменьшении 入 в два раза по сравнению с оптимальным значением， про^прыш в массе будет менее 6 %.
Огтгимальиые значошя 入 оцениваются по соотношению
入=—-2 + l,7d・ opt 从
Параметр д оценивается по формуле (6.37). Значение параметра d для оптимальной оболочки представлено в табл. 6.5. Для абсолютно жесткого заполнителя d = 0. Это предположедие выполняется при соблюдении услсжия
t . 0. 1
Е《・$
Знание безразмерных параметров 5, д и X позволяет перейти 就， оценке абсолютных размеров оболочки. Толщина несущего слоя рассчитывается по соотношению (6.31). Толщина заполнителя согласно опре-1 делению будет равна'1
h =爲？
Знание 从 позволяет найти заполнителя по соолкмиениям плотность пенопласта:Знание 从 позволяет найти заполнителя по соолкмиениям плотность пенопласта:параметры заполнителя. Для сплошного 马параметры заполнителя. Для сплошного 马(6.35), (6.36) оценивается(6.35), (6.36) оцениваетсяоптимальная Jоптимальная J
Знание 从 позволяет найти заполнителя по соолкмиениям плотность пенопласта:
Знание 从 позволяет найти заполнителя по соолкмиениям плотность пенопласта:
параметры заполнителя. Для сплошного 马
параметры заполнителя. Для сплошного 马
(6.35), (6.36) оценивается
(6.35), (6.36) оценивается
оптимальная J
оптимальная J
Для сотового заполнителяДля сотового заполнителяотносительная толщина сототносительная толщина сот6 рассчиты-1 Абсолютные! обеспечения ] ячейки. Как,6 рассчиты-1 Абсолютные! обеспечения ] ячейки. Как,а Е °з = 0,28
Для сотового заполнителя
Для сотового заполнителя
относительная толщина сот
относительная толщина сот
6 рассчиты-1 Абсолютные! обеспечения ] ячейки. Как,
6 рассчиты-1 Абсолютные! обеспечения ] ячейки. Как,
вается по соотношениям, представленным в табл. 6.5. размеры ячейки сот необходимо выбирать из условия местной потери устойчивости несущих слоев в контуре
показали исследования» работосгюсобность несущих слоев сохраняет-1 ся, если выполняется условие]
/ С 256.W
Отсюда можно определить размер стороны ячейки / и соответствую- 1 щую ему толщину гофра сотового наполнителя 5s. |
При проектировании трехслойной оболочки необходимо учитывать, | что при работе материала за пределом текучести гкжышение жесткости j 246 I
Значения d для оптимальной оболочкиЗначения d для оптимальной оболочки(6.39)(6.39)%)心=0，535%)心=0，5352 + 4х2 + 4х(6.40)(6.40)
Значения d для оптимальной оболочки
Значения d для оптимальной оболочки
(6.39)
(6.39)
%)心=0，535
%)心=0，535
2 + 4х
2 + 4х
(6.40)
(6.40)
从
1
2
3
4
5
6
7
8
0,02
10,0
25,19
44,33
70,34
104.5
147, 1
257.4
400.6
0,04
8,07
20,01
38,51
65,27
100.5
144.1
255,6
399.4
0,06
6,77
!8,01
36,77
64,06
99,7
143,5
255.3
399,2
0,08
6,00
16,98
36,04
63,60
99,4
143,3
0,10
5,47
16,38
35,67
63,38
99,2
—
—
—
0,15
4.65
15.65
35.23
63, 16
—
—
—
—
0,25
3,83
Таблица 6.5
оболочки становится нецелесообразным. Это адачит, что действующие расчетные напряжения не должны претосходить предел текучести：
頤'%.2-
Условие (6.39) определяет предельное качение коэффициента весового сове{мденства
*0,575 R °0,2
где {二 т- г — •
н
Анализ соотношения (6.40) показывает, что для трехслойных оболочек можно получить более высокий урсжоь массовой эффективности, чем у вафельных, для которых не удается достичь %, меньшего, чем 0,6.
В случае невыполнения условия (6.39) необходимо менять параметры оболочки или переходить к более прочному материалу.
В частности, минимально допустимая толщина оболочки рассчитывается по соотношению
5 = л ' 0.2
Значаще толщины оболочки 6 позволяет оцашть толщину нителя
[1 _0'5&I RG」[1 _0'5&I RG」
[1 _0'5&
I RG」
[1 _0'5&
I RG」
I>миние4иI>миние4иПолученные выше результата позволяют выбирать рациональные параметры трехслойных оболочек. Для примера проведем сравнительный анализ оболочек со сплошным и сотовым наполнителями. При расчетах примем следующие исходные данные:
I
>миние4и
I
>миние4и
R = 1 м;胪二 200 кН/м.
Для оболочки с пенозаполнителем и несущими слоями из алю1 вых сплавов получим ”飽)=0,086.
Для сотовой оболочки, выполненной из алюминиевых сплавов и шестигранного наполнителя, соответственно имеем 牛亿)二 0,004.
Как видно из графика (рис.6.14), для всех значений 与 сотовш наполнитель обеспечивает большую весовую эффективность, чем сплошной.
Выбор параметров конических трехслойных оболочек прсжодится по тем же соотношениям. При этом принимается:
“кон 2.，“ cos0 cos е
где 0 - угол полураствора кшуса； R。- минимальный радиус усечв^
кого конуса.
/ Для конических оболочек необходимо проверить ылполнение услов!
работоспособности при действии внешнего избыточного давления 产
Критическое давление цилиндрической трехслойной оболочки р
можно оценить по соотношению
=4,18fe=4,18fe(1 ♦入)a.(1 ♦入)a.(6.41)(6.41)
=4,18fe
=4,18fe
(1 ♦入)a.
(1 ♦入)a.
(6.41)
(6.41)
0,708d3/4 где a - 1 ;
［入(1 +入)产8
IR“2G
Для конической оболочки при использовании соотношьия (6.41) длина оболочки I принимается ра母ю而 длине по офазующей ксжуса, а радиус кривизны оценивается по соотношению
« ' 2cos G *
где R。н % — соответственно радиуш вд)хнего и нижнего основании конуса.
.4. BtffiOP ПАРАМЕТРОВ ТЕПЛОЗАЩИТЫ ОТСЕКОВ
Анализ работы конструктивных элементов в условиях тепловых воздействий
Одн(жременное воздействие на корпус отсека как силовых, так и Учительных тьикжнх нагрузок приводит к столь сильному изменению характера работы элементов и корпуса в целом, что обычные методы кшструирования приходится пересматривать или вносить в них определенные коррективы. А именно, необходимо учесть:
иэленение механических свойств мате^тлов в зависимости от тем- пературы：
ползучесть материала;
термические напряжения, вызвэтше неравномерным полем темп^>а- туры в элементах кшструкнии；
потерю устойчивости формы, вызванную пошдпением температуры.
Прочность при высокой температуре, как это очевидно, является наиболее важным свойством для элемента конструкции. Прочность пр< растяжении в случае кратковременного приложения усилия и явление ползучести при продолжительных полетах - это два различных аспекта прочности.
Уменьшение термических напряжений - очень сложная задача. Эти напряжения определяются не только распределением внешних тепловых потоков, но и свойствами используемых материалов: теплопроводностью, пределом прочности при высоких температурах, модулем упругости н температурным коэффициентом линейного расширения.
Повышение сопротивления материалов действию термических напряжений может бьпъ достигнуто снижением температурного коэффициента линейного расширения и уменьшением модуля упругости, а также увеличением теплопроводности и прочности при высокой температуре. Особенно важно, чтобы конструкционный материал имел низкое значение температурного коэффициента линейного расширения 0 и высокую механическую прочность. Улучшение двух других свойств может вызвать затруднения в выполнении других требований» предъявляемых к конструкции. Так, уменьшение модуля упругости в целях снижения термических напряжений существенно уменьшает также и жесткость конструкции. Конструктивное решение мы получаем, идя на компромисс при выборе материалов по X, Е и 0.
Тепловое состояние конструкции определяется, с одной стороны, максимальным значением температуры, а с другой - скачками температуры в отдельных соединениях.
В первом приближении, не вдаваясь в подробности конструктивного исполнения, температура корпуса зависит от массы конструкции или эквивалентной толщины:
=5 + -^-(而)+ 署」(pc) , (6.42) 9KB обш a C a ШП
С ШП
где f , /山口 - площади поперечных сечений стрингера и шпангоута; (g)i = (*)/(*)№ * a， ащп - расстояния между стрингерами и шпангоутами;(М、- объемная теплоемкость обшивки.
При этом на характер распределения температуры в объеме конструкции влияют:
неравном^цость распределения по поверхности корпуса теплового потока (рис.6.15> максимальный тепловой поток в точке Л» минимальный тепловой поток в точке В);
неравномерность распределения массы конструкции в объеме отсека.
Действительно, в подкрепленной оболочке наличие продольного и (или) поперечного силов(то набора вызывает интенсивное локальное аккумулирование тепла и соответствующее локальное снижение температуры (рис.6.16).
Рнс. 6.16. Модели подкрепленной оболочкиРнс. 6.16. Модели подкрепленной оболочки
Рнс. 6.16. Модели подкрепленной оболочки
Рнс. 6.16. Модели подкрепленной оболочки
В связи с тем, что между обшивкой корпуса и сижжым набором контакт может бтъ неидеальным, в этом месте происходит скачкообразное изменение температуры, причем величина скачка температуры зависит от интенсивности теплообмена между соединенными элементами.
Коэффициент а。у，определяющий теплообмен между обшивкой и полкой стрингера, имеет интегральный характер (рис.6.17). Он определяет собой лучистый, конвективный и контактный теплообмен, величина его зависит от внешних условий и конструктивного исполнения соединения обшивка-стрингер.
Наличие в объеме конструкции неравномерного поля температуры и скачков температуры в местах соединений конструктивных элементов может вызвать значительные термические напряжения.
Рнс. 6.17. Теплообмен между обшивкой н стрингером
При оценке напряженного состояния в элементах конструкции кор! пуса термические напряжения о суммируются с напряжениями от сило! вых нагрузок %, если конструкция работает в области упругих де-^ формаций. В противном случае приходится обращаться к диаграмме напряженного состояния (а-е). Сравнение напряжения ” вызванного тем или иным фактором неоднородности поля температуры» с напряжением % позволяет выделить фактор, наиболее сильно влияющий на поле напряжений.
"Анализ результатов расчета полей температуры и тимических напряжений в оболочке отсеков различной конфигурации показывает, что неблагопр<ятное тепловое воздействие имеет место в конструкциях отсеков конической фо(Жэ1 и его можно не учитывать применительно к конструкциям цилиндрических отсеков. Тепловой режим конструкции может бьпъ обеспечен нанесением на поверхность к*)пуса теплозащитного покрытия.
При этал возможны две типовые схемы:
теплозащитное покрытие устанавливается на внутреннюю гкжерх- ность корпуса (элементы конструкции работают в условиях силового и теплового нагружений);
теплозащитное покрытие устанавливается снаружи оболочки.
Внутреннее теплозаиигпюе покрытие
Относительно высокие температуры в элементах конструкции могут оказать влияние на работу бортовой аппаратуры или арматуры, размещаемых внутр! отсека. Для защиты последних от теплового воздейст- №я на внутреннюю поверхность корпуса наносится слой теплозашиты.
В тепловом отношении конструкция состоит из внешнего металлического слоя и внутреннего слоя изоляции (рис.6.18). Распределение температуры по толщине внешнего слоя можно принять равномерным, т.е. T[(g) = Т[5 = const, а тепловым потоком из первого слоя в изоляцию будем пренебрегать. Тогда, интегрируя уравнение теплопро-? водности для внешнего слйя по толщине этого слоя, получим уравне-Ч ние относительно 乙陋(при этом предполагается, что (рс)^ = const)： j
(时 1 譯П叫-7" - 可乙(6.4з]
Прогрев второго слоя %(弘 т) будем рассматривать как прогр^^ полубесконечного слоя при граничном условии первого рода 外陋円 =f(f). Решение этой задачи хорошо известно: |
Рнс. 6.18. Конструктивная схема теплоизоляционного покрытияРнс. 6.18. Конструктивная схема теплоизоляционного покрытияПостроим зависимости %匂)для отдельных моментов времени % & 《f《｛ » проведем огибающую максимальных температур (рис.6.19).Построим зависимости %匂)для отдельных моментов времени % & 《f《｛ » проведем огибающую максимальных температур (рис.6.19).(6・44)(6・44)Тогда у по глубине слоя, в которой 7^ = [TJ, определяет в первом
Рнс. 6.18. Конструктивная схема теплоизоляционного покрытия
Рнс. 6.18. Конструктивная схема теплоизоляционного покрытия
Построим зависимости %匂)для отдельных моментов времени % & 《f《｛ » проведем огибающую максимальных температур (рис.6.19).
Построим зависимости %匂)для отдельных моментов времени % & 《f《｛ » проведем огибающую максимальных температур (рис.6.19).
(6・44)
(6・44)
пр<ближении толщину 5 слоя теплоизоляции. В качестве материала теплоизоляционного покрытия широко используются волокнистые материалы на основе кремнеземистого или кварцевого волокна т2 различной гиютности (табл.
6.6). Для длительной работы в условиях вибрации базальтовое волокно можно использовать до температуры 600...650 С, а при отсутствии вибрации - до% 700 С. Объемная теплоемкость волокнистого материала оцени
вается соотношением»
d y
рС = (I — Г1)(р4)в，Рнс. 6.19. Характер изменения тем-
Где П = (1 - plр\ — ПО- пературы по толщине теплонзоляцн- ристость волокнистото мат^жа. онного слоя
Плотность волокнистого материала
Среда
入，Вт/(м'К) при / С
20
200
400
40
Воздух
0,046
0,076
о.и
40
Вакуум
0,007
0,022
0,049
120
Воздух
0,038
0,058
0,078 :
120
Вакуум
0,002
0,006
0.014 j
ла; (рс) = в
2210 (935 *
0,2567 -
24,2Г2) Дж/м3-К.(рс)-
В
Т а б л н н a 6.6
Теплопроводность базальтового волокнаТеплопроводность базальтового волокнатеплоемкость ква^мдд.
Теплопроводность базальтового волокна
Теплопроводность базальтового волокна
Перед установкой слоя волокнистого материала он сначала конструктивно оформляется в виде мата - слоя волокна, обшитого тканью и обжатого прошивочной нитью до требуемой плотности (см. рис.6.18). После этого мат приклеивается или крепится механически
к корпусу.
Внешнее теплозащитное покрытие
Всех отмеченных выше сложностей проектирования конструктивных
элементов корпуса в условиях неравномерного температурнсто нагружения можно избежать, если теплоизоляционное покрытие установить на внешней поверхности корпуса (рис.6.20). В этом случае конструкция корпуса включает в себя внешний теплоизоляционный слой и внутреннюю металлическую оболочку эквивалентной толшины 5 (см.
уравнение (6.42)). В рассматриваемом конструктивном исполнении объемная теплоемкость внешнего и внутреннего слоев соизмеримы.
Как и в предыдущем случае, распре-
лонзоляцнонное покрытиелонзоляцнонное покрытиеделение температуры по толшине металлической оболочки будем принимать равномерным, а профиль температуры в слое изолядаи будет определяться решением уравнения теплопроводности.
лонзоляцнонное покрытие
лонзоляцнонное покрытие
Для нахождения этххо решения воспользуемся приближенным интетральным методом, смысл котфого заключается в том, что искомое решение удовлетворяет не исходному уравнению нестационарной
теплопроводности, а уравнению теплового баланса. Последнее уравнение получается интегрированием уравнения теплопроводности по толщине прсмретах) слоя в предположении (рс)^ = const и 入 JT)= =const.
Если задать профиль температуры некотфой полиномиальнш функцией Т{у) и подставить ее в уравнение теплового баланса, то получим обыкновенное дифференциальное уравнение относительно неизвестных коэффициентов полинома.
На первой стадии прогрева распределение температуры аппроксимируем функцией вида
T = T0^TW-T0){i-^)2'@45)
неизвестные параметры которой Г^ и 5 смтределим 通 граничного условия при у = 0 и уравнения теплового баланса, а именно:
Данное уравнение решается до момента времени, соответствующего
(6.46)
выполнению равенства глубины прогрева 5 толщине слоя изоляции 5
Распределение температуры по толщине слоя на второй
стадии про-
грева аппроксимируем соотношением
7 = % + 笈 + dy2, у = y/S{.
Для нахождения коэффициентов Г⑪，b и d воспользуемся
НИЯМИ
(6.47)
уравне-
6%
員==н 2%
df I w 3^ J ЗВ)] *
где 入]=(X/5)[, a % определяется граничным условием q =- Г ) - еаГ4.
Решая уравнение (6.48), получим %(f) и Г^ = Г^ -
(6.48)
2\
(темпе-
Теплофиздческие характеристики теплоизоляционных материаловТеплофиздческие характеристики теплоизоляционных материалов
Теплофиздческие характеристики теплоизоляционных материалов
Теплофиздческие характеристики теплоизоляционных материалов
Материал
Плотаосгь, кг/м
Теплопровод- кость, Вт/(м-К)
Теплоемкость, Д* кг'К
Степень черноты
Стеклоплас-14300,2510500,5.. .0,8
тик на фенольном связующем Асбопластнк15000,3412500.6
Таблица 6.7
ратура на внутренней псжерхности изоляции). Задача проектанта заключается в том, чтобы найти такое значеьв紀 толщины слоя изоляпда 5 , при котором максимальное значение % = Г§(О не превышает до
пустимого значения.
В качестве теплоизоляционных материалов для обеспечения теплового режима корпусов сухих отсеков используются асбо- и стеклопластики (табл. 6.7).
Как следует из изложенной выше методики выбора %, ее величина
зависит не только от условий тепловзо нагружения %«)，но и от величины температуры, дотускаемой на элементах конструкции. В целом следует решать задачу минимизации суммарной массы конструкции (оболочки (從) и изоляции (р5) ). Однако, учитывая сложности экв1
анализа тфмического напряженного состояния, в качестве допустимой температуры на силовых элементах конструкции следует брать % =
=300 к.
Донная теплозащита и экраны
В разд. 2.5 отмечалось, что конструкция хвостовых и двигательных отсеков, а также размещаемые в них агрегаты ДУ и аппаратура находятся под воздействием силовых факторов и лучистых и конвективных тепловых потоков от струй работающих двигателей как в период старт% так и на траектории выведения.
Для зашиты элементов конструкций от воздействия указанных факторов применяют теплозащитные днища (донную защиту) и экраны.
Донную защиту кюпользуют в хвостовых отсеках с замкнутым объемом. На выбз> конфигурации этой зашиты влияют характер и направле-
ние действия нагрузок, число и схема расположения двигателей, схема течения газовых потоков в донной области ракеты-носителя. Силовое нагружение днища определяется перепадом давлений между донной областью и объемом хвостового отсека. Конструктивно днище выполни- ется в виде силовой оболочки (обшивка, подкрепленная радиальным и кольцевым стрингерным набором: вафельная или трехслойная конструкция) и теплозащитного покрытия* В связи с тем что, начиная с момента старта и далее по траектории полета, роль лучистого нагрева возрастает, поверхность внешнего конструктивного элемента днища должна обладать малой поглощательной способностью. Конструктивная схема теплозашитнсжо днища включает в свой состав следукмцие элементы (рис.6.21): внешний слой / выполняется в виде полированного листа из коррозионно-стойкой стали или титанового сплава и играет роль отражающего экрана; средний слой 2 теплоизоляции выполнен в виде нескольких листов асботкани и кварцевой ткани» блокирующих теплоотвод внутрь; HiyrpeHHHM силовая оболочка 3 воспринимает перепад давлений и работает при нормальном тепловом режиме (температура конструкции (онст 兰 300 К).
Толщина слоя изоляции 5, обеспечивающая снижение температуры от % на внешнем слое до % = 丁皿仃，может бьпъ рассчитана в первом приближении следующим образом. Внешний слой толщиной 1・.」,5 мм
Рис. 6.21. Донный теплозащитный экран
0"3力
Рнс. 6.22. Схема теплового нагружения донного теплозащитного экрана
предполагается теплоизолированным. Это позволяет определить температуру экрана из уравнения теплового баланса：
(1Г
(рсб), = а(Т -Т ) ^ aq - еаГ , , (6.49) где Г - некот叩ое значение газа в донной области：久-лучистый тепловой поток от струи газа; а§ - коэффициент поглощения материалом лучистого теплового потока.
Используя методику расчета, приведенную в разд. 6.4, при известной на основании уравнения (6.49) зависимости %(力 можно найти потребную толщину слоя изоляции %.
Одним из наиболее сложных узлов в конструкции днища является узел сопряжения его со стенкой сопла двигателя, исполнение которого должно препятствовать проникновению горячих газ(ж из донной области внутрь хвостового отсека. Наиболее простая схема этого узла представляет собой конструктивный элемент из асботкани, прижагый к стенке сопла (рис.6,22). Более сложное исполнение связано с введением в конструкцию узла упругого элемента, который механически связывает стенку сопла и днище (см. рис. 6.21).
Теплозащитный экран (см. рис.6.22) устанавливается в торцовой плоскости двигательного отсека (или вблизи среза сопла) с целью защиты элементов конструкции и агрегатов от лучистых тепловых потоков. По конструктивному исполнению и используемым материалам экран аналогичен теплозащитному днищу. Учитывая, что теплозащитные экраны устанавливаются на отсеках вторых и более высоких ступеней,
когда теплоыле нагружи несколько слабее, они могут выполняться из жаропрочных сталей и титановых сплавов без теплоизоляционных слоев.
65 КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ СУХИХ ОТСЕКОВ
Классификация узлов
В предыдущих разделах были рассмотрены основные силовые элементы, определяющие конструктивно-силовую схему отсека. Кроме них в сухих отсеках имеется много других элементов различного назначе- ния* На рис. 6.23 представлены основные элементы наиболее распространенного конструктивного исполнения сухих отсеков - стрингертого. Соединения входящих в отсек отдельных деталей (обшивки, стрингеров, шпангоутов) принято называть узлами. Они делятся на неразъемные (заклепочные, сварные) и разъемные (болтовые, штыревые).
В конструкции сухих отсеков можно выделить следующие характерные узлы:
узлы крепления концов стрингеров (лонжеронов) со стыковочными шпангоутами и обшивкой;
узлы крепления обшивки и силового набора в пролете;
узлы усиления вырезов в оболочке.
Конструктивное исполнение типовых узлов
Рассмотрим возможные варианты конструктивного исполнения типовых узлов стрингерных (лонжеронных) отсеков, а также характерные соединения трехслойных оболочек с металлическими несущими слоями и сотовым заполнителем.
Наиболее часто применяемые на сухих отсеках стрингерной или лшжеронной конструкции крепления концов стрингер*® или лонжеронов со стыковочными шпангоутами и обшивкой показаны на рисунках 6.24...6.26.
Сухой 0%£斤стрингерной нонсшрднции
工力Eno 言и3|— 工-QdwNndLU〕一 上 Dxgnmg。 一工力Eno 言и3|— 工-QdwNndLU〕一 上 Dxgnmg。 一n£s{/n£s{/П2НПЕП9П2НПЕП9丄 n-DUHDH丄 n-DUHDH-QHQBLUmHog-QHQBLUmHog11nusEDN岂QOnusEDN岂QO右工Bd-右工Bd-丄 MU3l/g丄 MU3l/g-qEHng-qEHngкп^киосп IDFU-кп^киосп IDFU-2qH*sDH NBDU _2qH*sDH NBDU _BnHHgEh-石：}xouBnHHgEh-石：}xouцииции^-p nMHLUl〕^-p nMHLUl〕Рнс. 6.23. Основные элеРнс. 6.23. Основные элементы типового сухого от -менты типового сухого от -сека стрингерной конструксека стрингерной конструк
工力Eno 言и3|— 工-QdwNndLU〕一 上 Dxgnmg。 一
工力Eno 言и3|— 工-QdwNndLU〕一 上 Dxgnmg。 一
n£s{/
n£s{/
П2НПЕП9
П2НПЕП9
丄 n-DUHDH
丄 n-DUHDH
-QHQBLUmHog
-QHQBLUmHog
1
1
nusEDN岂QO
nusEDN岂QO
右工Bd-
右工Bd-
丄 MU3l/g
丄 MU3l/g
-qEHng
-qEHng
кп^киосп IDFU-
кп^киосп IDFU-
2qH*sDH NBDU _
2qH*sDH NBDU _
BnHHgEh-石：}xou
BnHHgEh-石：}xou
ции
ции
^-p nMHLUl〕
^-p nMHLUl〕
Рнс. 6.23. Основные эле
Рнс. 6.23. Основные эле
менты типового сухого от -
менты типового сухого от -
сека стрингерной конструк
сека стрингерной конструк
На узлах, представленных на рис.6,24> крепление осуществляется с помощью подгибки стрингеров или лонжеронов.
подгибной стрингера:О — шпангоут с тралециевилным выступом креплений: / — шпангоут стыковочный;4 — обшивка; 5 — теплозащитаподгибной стрингера:О — шпангоут с тралециевилным выступом креплений: / — шпангоут стыковочный;4 — обшивка; 5 — теплозащита;6，• — возможные варианты 2 — стрингер; 3 — заклепка;;6，• — возможные варианты 2 — стрингер; 3 — заклепка;44стрингеров со стыковочнымистрингеров со стыковочнымишпангоутамишпангоутами
подгибной стрингера:
О — шпангоут с тралециевилным выступом креплений: / — шпангоут стыковочный;
4 — обшивка; 5 — теплозащита
подгибной стрингера:
О — шпангоут с тралециевилным выступом креплений: / — шпангоут стыковочный;
4 — обшивка; 5 — теплозащита
;6，• — возможные варианты 2 — стрингер; 3 — заклепка;
;6，• — возможные варианты 2 — стрингер; 3 — заклепка;
4
4
стрингеров со стыковочными
стрингеров со стыковочными
шпангоутами
шпангоутами
и обшивкой:/ - шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка; 4 — заклепка;6 — винт, гайка и шайбаи обшивкой:/ - шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка; 4 — заклепка;6 — винт, гайка и шайбафитингфитинг
и обшивкой:
/ - шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка; 4 — заклепка;
6 — винт, гайка и шайба
и обшивкой:
/ - шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка; 4 — заклепка;
6 — винт, гайка и шайба
фитинг
фитинг
Рнс. 6.26.Рнс. 6.26.Бесфитииговое крепление концов
Рнс. 6.26.
Рнс. 6.26.
стрингеров со шпангоутами и обшивкой:
/ — шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка;
4 — заклепка; 5 — винт и гайка
Для обеспечения надежного крепления полки стрингера и шпангоута полка шпангоута имеет трапециевидный выступ (см. 仰е6.24,а). Этот выступ способствует также усилению стыка в месте передачи сосредоточенных усилий от болтов.
/фугим конструктивным решением рассматриваемых соединений является использование подсечки стрингеров (лонжеронов) (см. рис.6.25,а) или использование фитингов (см. рис.6.25,б, в).
На рис.6.26 показаны бесфитинговые крепления концов стрингеров со стыковочными шпангоутами и обшивк必 Т\ря этом используются специальные профили с законцовк曲 (см. рис.6.26,а) либо делается местное утолщение обшивки (см. рис.6.26,б).
Очевидно, использование фитингов обеспечивает усиление стыка в месте передачи усилия. Однако дополнительное усиление стыка в рай-
Рис. 6.28. Крепление промежуточ - ного шпангоута с обшивкой ： / — обшивка; 2 — шпангоут промежуточный ;3 — заклепка встык или внахлестку сварнымиРис. 6.28. Крепление промежуточ - ного шпангоута с обшивкой ： / — обшивка; 2 — шпангоут промежуточный ;3 — заклепка встык или внахлестку сварными
Рис. 6.28. Крепление промежуточ - ного шпангоута с обшивкой ： / — обшивка; 2 — шпангоут промежуточный ;3 — заклепка встык или внахлестку сварными
Рис. 6.28. Крепление промежуточ - ного шпангоута с обшивкой ： / — обшивка; 2 — шпангоут промежуточный ;3 — заклепка встык или внахлестку сварными
оне крепежных элемоггов не всегда обязательно.
Отсутствие усилений в конструкциях соединений, представленных на {ж:.6.25,а и 6.26, а, покаркает, что в этих случаях прочность и жесткость шпангоута сжазались достаточными.
Обшивка сухого отсека изготовляется из отдельных листов. Листы соединяются между собой или заклепочными швами (реже
клеевыми).
Крепление стрингеров с обшивкой осуществляется обычно заклепочным соединением (реже сварным). Конструктивное исполнение таких соединений представлено на рис.6.27.
На рис. 6.28 показаны наиболее часто применяемые кртпения промежуточных шпангоутов с обшивкой на цилиндрических (а) и конических (б) отсеках.
увеличение числа их радов и применение специальных уплотнительныхувеличение числа их радов и применение специальных уплотнительныхстри- (пере-стри- (пере-В тех случаях, когда к сухому отсеку клепаной конструкции предъявляется требование герметичности, производят внутришовную или поверхностную герметизацию заклепочных швов. Отличительной особенностью таких соединений является уменьшение шага заклепок.
увеличение числа их радов и применение специальных уплотнительных
увеличение числа их радов и применение специальных уплотнительных
стри- (пере-
стри- (пере-
Рис. 6.30. Варианты соединенийстрингера,шпангоута и обшивки (перекрещивание): /— обшивка;2—стрингер;3 — шпангоутпромежуточный; 4 — уголок; 5 — заклепкаРис. 6.30. Варианты соединенийстрингера,шпангоута и обшивки (перекрещивание): /— обшивка;2—стрингер;3 — шпангоутпромежуточный; 4 — уголок; 5 — заклепкагерметиком полотняных лент, использования герметизирующей замазки.герметиком полотняных лент, использования герметизирующей замазки.пасты, жгутов.пасты, жгутов.Подкрепление обшивки одаовремтю стрингерами и пр(»ле*угочнымиПодкрепление обшивки одаовремтю стрингерами и пр(»ле*угочнымишпангоутами заставляет делать вырезы на одном изшпангоутами заставляет делать вырезы на одном изилей или дажеилей или даже
Рис. 6.30. Варианты соединенийстрингера,
шпангоута и обшивки (перекрещивание): /— обшивка;2—
стрингер;3 — шпангоут
промежуточный; 4 — уголок; 5 — заклепка
Рис. 6.30. Варианты соединенийстрингера,
шпангоута и обшивки (перекрещивание): /— обшивка;2—
стрингер;3 — шпангоут
промежуточный; 4 — уголок; 5 — заклепка
герметиком полотняных лент, использования герметизирующей замазки.
герметиком полотняных лент, использования герметизирующей замазки.
пасты, жгутов.
пасты, жгутов.
Подкрепление обшивки одаовремтю стрингерами и пр(»ле*угочными
Подкрепление обшивки одаовремтю стрингерами и пр(»ле*угочными
шпангоутами заставляет делать вырезы на одном из
шпангоутами заставляет делать вырезы на одном из
илей или даже
илей или даже
разрезать профиль полностью. В последнем случае следует разрезать менее нагружедный элемент. Обычно делаются вырезы в шпангоуте. Для
соединения шпангоута и стрингера часто используются уголки, хотя возможны и другие решения. Чтобы не резать пересекающие элементы силового набора, пересечение в одной плоскости заменяют перекреши- ванием. На рис. 6.29 показаны два варианта соединения стрингера, шпангоута и обшивки прт их Пфесечоши, а на f^c.6.30 - варианты
такого соединения при перекрещивании.
Для доступа к арматуре двигательной установки и приборам, а также для проведения необходимых монтажных работ, проверки и под* готовки к пуску в обшивке отсеков делают вырезы под люки (рис.6.31).
Вырезы в обшивке н^ушают целостность оболочки, что приводит к
Рис. 6.31. Типовые эксплуатационные люки:/ — крышка; 2 — окантовка; 3 — уплотнение; 4 — винт и анкерная гайка; 5 — стрингер: 6 — закрепка; 7 — обшивкаРис. 6.31. Типовые эксплуатационные люки:/ — крышка; 2 — окантовка; 3 — уплотнение; 4 — винт и анкерная гайка; 5 — стрингер: 6 — закрепка; 7 — обшивка
Рис. 6.31. Типовые эксплуатационные люки:
/ — крышка; 2 — окантовка; 3 — уплотнение; 4 — винт и анкерная гайка; 5 — стрингер: 6 — закрепка; 7 — обшивка
Рис. 6.31. Типовые эксплуатационные люки:
/ — крышка; 2 — окантовка; 3 — уплотнение; 4 — винт и анкерная гайка; 5 — стрингер: 6 — закрепка; 7 — обшивка
Рнс .6.32. Конструктивное исполнение крышки эксплуатационного люка: / — крышка люка; 2, 3 — подкрелляющне профили; 4 — петля
ее ослаблению. Поэтому в районе вырезов делают местные подкрепления.
В лонжеронных и стрингерных отсеках небольшие вырезы мало ослабляют оболочку, и для их усиления достаточно круговой окантовки отверстия. Сечения значительно ослабляются при больших вырезах, и для их усиления применяют усиленные шпангоуты.
трехслойиыхтрехслойиыхРис.6.34. Типовые вариантысоединений трехслойных оболочекРис.6.34. Типовые вариантысоединений трехслойных оболочекразъемныхразъемных
трехслойиых
трехслойиых
Рис.6.34. Типовые варианты
соединений трехслойных оболочек
Рис.6.34. Типовые варианты
соединений трехслойных оболочек
разъемных
разъемных
Рнс. 6.33. Варианты соединений панелей с помощью сварки
торца панели
Рнс. 6.36. Варианты крепления стрингера и трехслойной оболочки с помощью вкладышей —
Для обеспечения пыле- и влагозащиты отсеков на крышках люков устанавливают резиновые прокладки. Открытие (закрытие) люка в зависимости от требований может осуществляться с помощью винтового соединения (см. f»ic.6.31) или с помощью замкового устройства и установки крышки на петлях (рис. 6.32).
Определение площади поперечного сечения подкрепляющих элементов в районе люков является достаточно сложной задачей. В первом приближении считается, что площадь поперечного сечения подкрепляющего элемента должна &зпъ не мо!ьше площади поперечного сечения выреза. Однако из-за технологических соображшт она часто бывает завышенной.
Работоспособность трехслойных отсеков во многом определяется правильностью формирования узлов соединения панелей друг с другом и с другими элементами конструкции отсека. Характерные варианты исполнения узлов соединения трехслойных оболочек с металлическими несущими слоями и сотовым заполнителем представлены на рис. 6.33 - 6.36.
Выбор параметров заклепочных соединений
Заклепки являются основным видом соединения в сухих отсеках.
Рис. 6.37. Расчетные схемы, используемые при анализе заклепочных соединений
Это объясняется технологическими трудностями сварки легких сплавов, пониженной вибропрочностью сварных швов и т.д. При конструировании клепаных соединений важно обеспечить правильную работу заклепок на срез. Это обеспечивается путем беззазорной установки заклепки в отверстии. Поэтому отверстия под заклепки в склепываемых деталях рекомендуется обрабатывать совместно. В ответственных соединениях необходимо подвергать отверстия совместному развертыванию и устанавливать заклепку с натягом (рнс・6.37,а)・ Вокруг заклепок должно быть оставлено место, достаточное для подвода клепального инструмента. Расстояние от оси заклепки до ближайших вертикальных стенок и других элементов конструкции, мешающих подводу клепального инструмента» должно быть не менее 2d. Минимальное расстояние от кромки 1,7(/ (см. рис.6.37,б). Различают соединения: внахлестку (см. рис.6.37,в) или встык (см. рис.6.37,г). Соединения внахлестку применяются преимущественно для элементов конструкции, не находящихся в воздушном потоке. Такое соединение считается более технолотичным. Соединения встык применяются в местах крепления обшивки и силового набора.
На практике применяют однорядные, двухрядные и многорадные соединения. В двухрядных и многорядных швах заклепки, как правило, 266
располагают в шахматном порядке с целью более равном^жой нагрузки на шов, а также для облегчения установки заклепок (см. рис.6.37, *)•
При расчете заклепочных соединений исходными данными являются толщины соединяемых элементсж, механические свойства листа и заклепки. Искомыми обычно являются диаметр заклепки, шаг заклегкж, число рядов заклоюк и расстояние между рядами. Для выбора этих параметров оценим силу, срезающую заклепку (в одной плоскости):
Р = , (6.50) ср 4 в
где г - предел прочности матертала заклепки при срезе. Соответ
(6.51)(6.51)ственно сила смятия листа или заклепки будет равна
(6.51)
(6.51)
Р = d&y , см см
где о - предел прочности при смятии листа (или заклепки).
Для Т№)чтобы соединение имело наименьшую массу, необходимо обеспечить его равнопрочность по всем предельным состояниям.
С учетом этого для односрезной заклепки (см. рис.6.37,а), приравняв силы смятия и среза, получим:
.(6.52)
в
Для конструкции клепаных соединений из алюминиевых сплавов можно принять следукмдае соотношения между предельными напряжениями:
т = 0,65а ; о = 1,3а .(6.53)
вв см в
Подставляя соотношения (6.53) в выражение (6.52), получим d/б = =2,54.
Для двухсрезной заклепки (см. рис. 6.37,0), у которой происходит срез по двум плоскостям, имеем d/Ь = 1,27.
В конструкторской практике это оптимальное соотншюние не всегда выдерживается. Так, в соединениях из тонких листов диаметр заклепки обычно не бывает равным толщине листа, а всегда больше. В соединениях толстых элементов диаметр заклепки может бьпъ близок к толщине листа. Это обусловливается трудностью постановки заклепок большого диаметра.
При соединении пакетов из деталей разной толщины диаметры заклепок должны удовлетворять следующим требованиям:
должны быть больше (или равны) толщины любой из соединяемых деталей:
не должны превьплать утроенной толщины самой тонкой детали;
не должны бьпъ меньше толщины соединяемого пакета более чем в пять раз.
Толщину накладки прт соединении встык для односрезного закле- почного шва (см. рис.6.37,2)рекомендуется Gib равной толщине самой тонк曲 детали. Соответственно для двухсрезного шва (см. рис.6.37,д) толщина накладки выбирается равной половине толщины самой тонк曲 детали. Для зенкованных отверстий толщина накладки
выбирается равной половине диаметра заклепки.
Шаг заклепок снтределяется направлением и величине^ действующих
сил.
Если сила действует поперек линии шва, растягивая лист (см. рис.6.37,е； случай (/)), ее величина на длине, равной шагу, будет равна
Р,=挤 « - d)6,(6.54)
1 к
где о - предел прочности при растяж^ши; k - коэффищютг кащент- в
ранни напряжения, А == 1,1.
Тогда с учетом выраж^шй (6.51) и (6.54) найд^
卜…*- •(6.55)
в
Подставляя соотношения (6.54) в (6.55), получим t/d = 2,43.
(6.56)(6.56)Если сила действует поперек линии шва, сжимая лист (см. рис.6.37,е; случай (2)), сжимающие нагрузки на длине одного шага оцениваются по соотношению
(6.56)
(6.56)
3 =。»,
кр
где q - погонная сжимакмцая сила; с ^ - к[»ггическое напряжение сжатия листа.
С учетом выражений (6.51) и (6.56) получим
Если усилие действует вдоль заклепочного шва, срезая лист (см. рис.6.37,е, случай (<?)), сила, срезающая лист на длине шага, равна
Р = (/ - d)8r .(6.57)
срв
Из условия равнопрочности листа на срез и смытие на основании ВыражЕий (6.51) и (6.57) получим
J0
7=1* ^" •(6.58)
в
С учетом соотношений (6.53) имеем t/d = 3.
При расчете шага заклепок, соединяющих сжатую обшивку со стрингером, необходимо учитывать критические напряжения в обшивке, которые на шаге f равны (см.仰ic.6.37,3)
(6.59)(6.59)2亡
(6.59)
(6.59)
((/ - d)〃)2
где с - коэффициент заделки, с = 4, Е — модуль упругости； / - радиус инерции.
Радиус инерции обшивки огфеделяется по формуле
(6.60)
где / = —— - момогг инерции обшивки; S =内-площадь сечения обшивки.
С учетом этих соотношении получим
Если положить, что % не превышает предела текучести, т.е.
。《0с е，тогда
кр 0,2
卜 > 1,82.
5%.2
Аналогичный подход может бьпъ использован для выбора параметров многорадных заклепочных швов. Ниже представлены конечные соотношения для расчета двухрядных швов. Помимо параметров, рассмотренных выше, двухрядный шов характеризуется еще расстоянием между радами Й (см. рис.6.37,ж).
В случае действия растягивающего усилия поперек шва получим
/ОАО
-у- = 1 + 汝-^— ; -у- = 0,9 + 1,微—;
ВВВо
В
В
7- = 0,71 + 0,19/11 + 汝-^
Пртнимая k = 1J и используя соотношения (6.53), найдем t/d = х 3,86； А/d = 2,93; hit = 0,76.j
При сжатии поперек шва мноторадные швы нецелесообразны и следу：, ег пряиенять однорядные.
При нагрузке вдоль шва можно рекомендовать следукмцие соотно
шения：
С учетом соотношении (6.53) получим 〃d 當 5; ft/d = 3,13; ft/f 寸 =0,626.彳
Широко используются также швы С числом рядов более двух как равношаговые, так и неравношаговые.
Прочность материала в районе швов уменьшается, делая лист j в этх)м месте более слабым. Для обеспечения равнопрочности ' листа в месте заклепочного соединения его толщину 6山 увеличивают:
Меньшие значения используются при работе листа на одвдг вдол^ шва, а большие - при работе листа на растяжение.
ПОЛУФАБРИКАТЫ И МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В КОНСТРУКЦИИ ОТСЕКОВ
Правильный выбор материалов во многом определяет конструктивное ； совершенство сухих отсеков. Общие требования, предъявляемые к ма- j териалам, используемым в конструкции корпуса ракеты-носителя, из-: ложены в разд. 1.6.j
Для сухих отсеков наиболее эффективными являются шгструкиион-； ные материалы с большой удельной жесткостью Е/р. В табл. 6.8 при- \ ведены механические свойства некоторых конструкционных материалов при нормальной температуре.
Как видно из табл. 6.8, при нормальной температуре наилучшими
Механические свойства материалов, используемых для сухих отсековМеханические свойства материалов, используемых для сухих отсеков
Механические свойства материалов, используемых для сухих отсеков
Механические свойства материалов, используемых для сухих отсеков
Материал
0 , МПа в
Е, ГПа
г
СМ
и в
,км
р
р ，
(ГПа)"? г/с?
Д16Т
420
73*
2,7
15,5
3,16
В95Т
700
71
2.7
25,9
3, 12
Х18Н9Т
1000
185
7,9
12,6
1,72
МА8
280
43
1,8
15.5
3,64
ВТ4
620
ПО
4,5
13,7
2,33
ОТ4
435
ПО
4,5
9,6
2,33
Бериллне-
600
200
2,7
74
5,24
Таблица 6.8
вые сплавы
характеристиками обладают бериллиевые сплавы, затем магниевые, алюминиевые сплавы и стали.
При температурах порядка 200...300 С наиболее эффективными оказываются бфиллиевые сплавы» титан и сталь.
При окончательном выборе материала необходимо учитывать вид предельного состояния, определяющего работоспособность отсека. В частности, при работе конструкции за пределами текучести низкие значения и。？ могут привести к нецелесообразности использования алюминиевых и магниевых сплавов.
При проведедии конкретных расчетов элементов конструктивносиловой схемы необходимо учитывать состояние поставки применяемого материала. Основные характеристики материалов, наиболее часто применяемых в элементах конструкции сухих отсеков, даны в табл. 6.9.
Для крепления (соединения) основных элементов конструкции сухих отсеков (обшивки, стрингеров, лонжеронов, шпангоутов, фитингов и других элементов) используются заклепки, болты, винты, штыри, гайки, шайбы, шплинты, шпильки.
Характерной особенностью заклепок является форма закладной головки. В зависимости от требовании, предъявляемых к клепаному соединению, применяются заклшки с потайной, полукруглой, плоской и плосковыпуклой головками.
Болты и винты с потайной головкой используются для внешних поверхностей отсеков, болты с шестигранной и полукруглой головкой - Для внутренних поверхностей. В тех случаях, когда толщина обшивки
Т а б л к и а 6.9
Материалы для сухих отсеков
Наименование материала
Марка ма- тернала и состояние полуфабри - ката
Химический
4
Си
Mg
Мп
Fe
С
Si
Мп
Высоко - прочный алюминиевый сплаа
В95АТ1
1,4-2,0
162,8
0,2f ,6
Дуралю- мнн конструкционный жаропрочный
Д16АТ
3,8Т・9
1,2-1,8
0,3-0,9 鼬
1
Дуралю* мнн жаропрочный
Д19АТ
3,8Т,3
1,7-2,3
0.5-1,0
Высоко - прочный алюминиевый сплав
В95Т1
1,4-2,0
L»-2.8
0.2-0,6
Дуралю- мнн конструкционный жаропрочный
Д16Т
3.I.9
L2T,8
0,3f .9
Дуралк»- мнн жаропрочный
Д19Т.
Оспо- 3,8-4,3 м
I,7-2,3
0.5-1,0
.Обозначения
1： Т1 -
закаленный и искусственно состаренный t твер-
женная; У — удовлетворительная; X — хорошая.
272
состав, %
P； 3 г/см
Ni
Fe Si
InTi
Cr
Be
Cr
M
Mo
В
Al
-
0,5—7,0 —
0, 1-0,25
2,85
—
2.78
0,0002-0,0052.76
5,0-7,0 -0, If,25 -2,85
2,78
0.00024),0052.76
дый; т - закаленный и остестеемно состарадмый. твердый; П - понн-
273
Наименование материала
Марка ма- тернала и состояние
Химический
4
Си
Mg
Мл
ката
Fe
С
&
Мл
Дуралю-
В65
Основа
3.J.5
0.15Ч>,3
0.3-Ю.5
мни закле-
почный
(сплав повышенной прочности )
Дуралю- мнн заклепочный (сплав повышенной пластнч- ностн)
Д18
2.2-3,0
0.2-0.5
Дуралю- мнн жаропрочный
Д19П
3,2-3,7
2.1-2.6
Ковоч - ный сплав средней прочности
АК6Т1
1.826
0,4-0,8
о.4-0.8
Высокопрочный алюмннне* вый сплав
В95Т1
1.4-^,0
L&-2.8
0.2-Ю,6 Щ
1
Кон- струкцнон- ная легированная сталь улучшаемая 274
ЗОХГСА горячена* тайная
Основа
0,28-0,34
0.9-1,2
。‘8T.i В
Продолжение табл. 6.9
состав> %
м
Fe
Si
z“
п
Сг
Be
Р； 3 г/см
Сг
м
Мо
в
А1
—
2.30
—
—
2.76
0,0002-0,0032.76
0,7-1.2 ---一
2,75
一-
-O.S-0,7 -0.1-0.25 -
2.85
0,8TJ -
一———-
7.85
Продолжение табл. 6.
Наименование материала
Марка материала и состояние полуфабриката
Вид полуфабриката
Окончательное состояние материала
Толщина
диаметр по-^Ч^^ луфабрика- та, мм
1
Высокопрочный алюминиевый сплав
В95АТ1
Т1
2.0..
Дуралюмин кон- .струкционный жаропрочный
Д16АТ
Листы
т
..6,0
0,5.
Дуралюмин жаропрочный
Д19АТ
2,0.. .6,0
Высокопрочный алюминиевый сплав
В95Т1
Профили (прессо- ванные)
Т1
1
Дуралюмин конструкционный жаропрочный
Д16Т
до 5
Дуралюмин жаропрочный
Д19Т
т
1
Наименование
Марка
Механические свой-
Т ехно логические
материала
материа-
ства
(не менее)
свойства
ла и
состоя-
О
*
。0,2
7 в
8. %
Е,
ГПа
Плас-
Свари-
Обра
ботка резанием
луфаб- риката
МПа
ность
мость
Высокопрочный алюминиевый сплав
В95АТ1
490
410
—
7
67
П
X
500
420
—
7
67
Дуралю-
Д16АТ
415
275
—
13
69
мин кои- струкцнон-
435
280
—
11
69
ный жаропрочный
400
255
—
13
68
У
Точечной хорошо Плав*
У
Дуралюмин жаропрочный
Д19АТ
415
270
—
11
68
Высокопрочный алюминиевый сплав
В9БТ1
520
470
—
6
70
П
ем иё сваривается
X
Дуралюмин конструкционный жаропрочный
Д16Т
400
300
10
72
Дуралюмин жаропрочный
Д19Т
400
300
—
10
72
У
У
Продолжение табл. 6.9
Наименование материала
Марка материала и состояние полуфаб* риката
Вид полуфабриката
Окоичатель- иое состояние материала
Толщина или диаметр по- луфабрика - та, мм
Дуралюмин заклепочный (сплав повышенной прочности)
В65
Проволока
Т1
2,6-6.0
Дуралюмни заклепочный (сплав повышенной пластичности)
Д18
Т
Дуралюмии жаропрочный
Д19П
Ковочный сплав средиеА прочности
АК6Т1
Поковка
Штамповка
Т1
Высокопрочный алюминиевый сплав
В95Т1
Поковка
массой до 30 кг
Штамповка
Конструкционная легированная сталь улучшаемая
ЗОХГСА
горячекатаная
Грубы
Закаленный
4-200
(наружный)
Прутки
и отпущен - иыЙ
5-250
278
Наименование материала
Марка материа- ла и состояние полуфабриката
Механические свойства (не менее)
Технологические свойства
О в
%,2
г в
5. %
Е, ГПа
Пластичность
Свариваемость
Обработка
резанием
МПа
Дуралю-
В65
—
—
250
—
—
мин заклепочный
(сплав повышенной прочности)
Дуралюмии Д18 заклепочный (сплав повышенной пластич- ности)
- У
Дуралюмин жаропрочный
Д19П
-
-2S0
——
Ковочный
АК6Т1
370
——
8-
сплав средней
прочности
390
280 -
10- -- х
Высоко-
В95Т1
500
420 -
5-6—
прочный алю-
миниевый
520
440 -
6—
сплав
Конструкции
ЗОХГСА
1100
850 -
10— УДуго- X
онная
легированная
горяче-
сталь
ката-
1100
850 -
10200хоро-
улучшаемая
ная
шо
279
Наименование материала
Марка материала н состояние полуфабриката
Сопротивление коррозии н защитные покрытия
Область применения (ос - новная)
Высокопрочный алюминиевый сплав
В95АТ1
У плакированных листов хорошее
Обшивка
Дуралюмнн конструкционный жаропрочный
Д16АТ
Анодировяннс и грунтовка изнутри .Снару -
Дуралюмнн жаропрочный
Д19АТ
жн аноднровя - нне н окраска
Высокопрочный алю* минневый сплав
В95Т1
Невысокое (профили неплакн-
-1
Стрингеры и J шпангоуты J
Дуралюмнн конструкционный жаропрочный
Д16Т
—ровенные) Анодирование и грунтовка
Дуралюмнн жаропрочный
Д19Т
Дуралюмнн заклепочный (сплав повы - шейной прочности)
В65
Пониженное
Заклепки|
Дуралюмнн заклепочный (сплав повы - шенной пластичности)
Д18
1 Аиодировянис
Дуралюмнн жаропрочный
Д19П
Ковочный сплав средней прочности
АК6Т1
Пониженное
Фнтингн
Высокопрочный аж>- минневый сплав
В95Т1
АНиДНриБД1!И№ н грунтовка
280
Наименование материала
Марка мате。 риала и состояние полуфабриката
Сопротивление коррозии н защитные покры - тия
Область применения (ос - новная)
Конструкционная легированная сталь улучшаемая
ЗОХГСА горячекатаная
Грунтовка и окраска
Стержни рам
Кадмирование,Болты, гайки,
цинкованиешайбы
не позволяет использовать винт с потайной головкой, для внешних поверхностей отсека применяются винты с плосковыпуклой головкой.
Стопорение резьбовых соединений обеспечивается путал использования самоконтрящихся гаек, пружинных шайб и шплинтов. Для деталей из алюминиевых и магниевых сплавов под пружинную шайбу устанавливают стальную. При использовании шплинте» необходимо применять корончатые гайки обычного или облегченного типа.
Для изготовления основных элементов конструкции сухих отсеков (обшивки, стрингеров, лонжеронов, шпангоутов, фитингов и др.) используются следующие основные полуфабрикаты: листы» профили (прессованные), прутки (круглые и шестигранные), прежолока, штамповки и поковки, литье (применяется редко), панели (прессованные).
Возможные формы поперечных сечений прессованных профилей из алюминиевых сплавов, применяемых для стрингеров, лонжеронов и шпангоутов сухих отсеков» показаны в табл. 6.10.
КОНСТРУКТОРСКО-ДОВОДОЧНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
ОТСЕКОВ
Разработка конструкции сухих отсеков завершается созданием комплекта документации, обеспечивающего изготовление материальной части для проведения экспериментальной отработки. По результатам наземной стевдсжой отработки и летно-конструкторских испытаний
корректируют проектно-конструкторскую и технологическую документацию, после чего приступают к серийному изготовлению отсека.
Прсярамма наземной экаюрименталыюй отработки предусматривает оценку прочности и жесткости конструкции отсека путем проведения статических и динамических испытаний отсека и входящих в него узлов. Для этого изготавливают определенное число натурных отсеков, испытываемых на специальных стендах, имитирукмцих условия штатного функционирования.
Статические испытания проводят для выявления действительной несущей способности и жесткости конструкции, а также для определения напряжа<но-деформированного состояния конструкции.
Для определения несущей способности конструкции проводят нагружение отсека до его разрушения с фиксацией ра^)ушаюших нагрузок. При этом конструкция считается работоспособней, если ра^)ушающие нагрузки больше (или равны) расчетным.
Оц«1ка жесткости конструкции сводится к проверке отсутствия остаточных деформаций после приложения действующих эксплуатационных нагрузок.
Для определения напряженно-деформированного состояния конструкции проводят измерение ее деформаций, линейных и угловых перемещений при постепенном нагружении до расчетных значений. Местные напряжения замеряются тензодатчиками, обшие деформации - нивелирами и другими средствами. Замер действующих в отдельных местах конструкции отсека напряжений позволяет прежзводить оцожу правильности расчетных методик.
Типичный порядок проведения статических испытаний, обеспечивающий решение перечисленных выше задач, сводится к следующему:
обтяжка отсека - приложение к отсеку нагрузки, равной 30…40 % от эксплуатационной, с последуквдей разгрузкой;
поэтапное нагружение отсека до эксплуатационной нагрузки с замером дефо卩лаиий и последуквдей разгрузкой：
приложение к отсеку расчетной нагрузки с последующим доведением ее до разрушающей (при расчетных нагрузках не должно бьпъ местных нарушошй прочности).
Для проведения подобных испытаний необходимо специальное стендовое оборудование, позволяющее создавать условия нагружения, адекватные реальным условиям эксплуатации ракеты-носителя. Сухие отсеки при эксплуатации нагружаются осевой и перерезывающей силами и изгибающим моментом. Кроме того, конические отсеки в полете нагружены внешним погонным давлением, а также испытывают воздействие высоких температур.
Типичная схема универсального стевда, имитирующего различные
Рис. 6.38. Схема стенда для статических испытаний сухих отсеков;/ — сухой отсек; 2 — имитатор верхней части изделия; 3 一 имитатор нижней части изделия; 4, 5, 6 — силовые гндроцнлнндры; 7 — силовой воздушный мешок (кольцевой); 8 — железобетонный кол; 9 — цилиндриРис. 6.38. Схема стенда для статических испытаний сухих отсеков;/ — сухой отсек; 2 — имитатор верхней части изделия; 3 一 имитатор нижней части изделия; 4, 5, 6 — силовые гндроцнлнндры; 7 — силовой воздушный мешок (кольцевой); 8 — железобетонный кол; 9 — цилиндри
Рис. 6.38. Схема стенда для статических испытаний сухих отсеков;
/ — сухой отсек; 2 — имитатор верхней части изделия; 3 一 имитатор нижней части изделия; 4, 5, 6 — силовые гндроцнлнндры; 7 — силовой воздушный мешок (кольцевой); 8 — железобетонный кол; 9 — цилиндри
Рис. 6.38. Схема стенда для статических испытаний сухих отсеков;
/ — сухой отсек; 2 — имитатор верхней части изделия; 3 一 имитатор нижней части изделия; 4, 5, 6 — силовые гндроцнлнндры; 7 — силовой воздушный мешок (кольцевой); 8 — железобетонный кол; 9 — цилиндри
ческая стейка
случаи нагружения отсека, показана на рис.6.38. Такой стенд позволяет обеспечить любое сочетание внешних воздействий. Так, при испытании на чистое сжатие работает лишь гидроцилиндр 4, создающий усилие Р］； для нагружения изгибающим моментом подключаются гидро- Цилиндры 5, создающие усилия Р?, наконец, перд)езывающая сила задается гидроцмливдром 6. Для нагружения внешним избыточным давлением р используется силовой мешок 5*
Заметим, что при необходимости этот стенд может дополняться также устройством для нагрева или охлаждения.
Динамические испытания проводят для отсеков и отдельных узлов с целью определения частот и форм собственных колебаний, коэффиияен- тов демпфирования, а также проверки усталостной прочности конструкции. Для динамических испытаний используются динамические стенды, 284
акустические KaMew， а также локальные вибраторы, крутящиеся на корпусе. Размещенные на корпусе вибродатчики позволяют измерить необходимые параметры колебаний конструкции. Для определения вибронадежности конструкции при транспортировке используются специальные стенды, имитирующие подпрыгивание, боковую качку и другие воздействия. Кроме того, могут &лъ пр(жедены транспортные испытания, в задачу которых входит не только пр(жерка вибр(»1адежности конструкции РН, но и отработка транспортных средств. В ходе испытаний оцениваются амплитуды и частоты колебаний как элементсж к(ж- струкции отсеков, так и самих транспортных средств.
Летно - конструкторские испытания являются завершающим этагкж создания ракеты-носителя. В ряде случаев они являются единственным способом подтверждения правильности принятых конструкторских решений, так как наземная отработка не всегда обеспечивает требуоиую имитацию реальных условий работы РН. Так, при статических испытаниях трудно точно имитировать заделку торцсж отеков. В целях экономии затрат и времени испытания проводятся не на все расчетные случаи, а лишь на предельную расчетную нагрузку. При динамических испытаниях вносятся искажения из-за влияния самого стенда» возникают трудности имитаоди реальных динамических нагрузок и т.д.
В процессе летных испытаний определяют следуюшне параметры, характеризующие работу конструкции： продольные и поперечные перегрузки в различных зонах корпуса РН; температуры элюентов конструкции； распределение давлений по оболочке корпуса; деформации элементов конструкции; частота и амплитуда колебаний конструкции и т.д.
Анализ летных испытаний позволяет выявить слабые места в конструкции и потребовать проведения доработок либо подтвердить правильность пршятых проектно-конструкторских решешй.
Глава 7
КОНСТРУИРОВАНИЕ СБРАСЫВАЕМЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ
ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ. СХЕМЫ ОТДЕЛЕНИЯ
Полезный груз (искусственный спутник Земли, автаиатическая межпланетная станция и др.) в процессе движения в составе РН может подвергаться воздействию тепловых и силовых нагрузок, которые по величине значительно превышают нагрузки, соответствующие космическим условиям функционирования. Поэтому для сохранения работоспособности полезной нагрузки она на атмосферном участке полета пол-
a — спутников серии * Днскаверер*; 6 亠 КА ^Рейнджер*; в "Ннмбус"a — спутников серии * Днскаверер*; 6 亠 КА ^Рейнджер*; в "Ннмбус":1:1
a — спутников серии * Днскаверер*; 6 亠 КА ^Рейнджер*; в "Ннмбус"
a — спутников серии * Днскаверер*; 6 亠 КА ^Рейнджер*; в "Ннмбус"
:1
:1
спутника
ностью или частично закрывается головным обтекателем (ГО), который после прохождения плотных слоев атмосферы сбрасывается. Кроме того, для зашиты отдельных отсеков или элементов полезной нагрузки могут устанавливаться местные обтекатели.
Размеры и форма ГО (рис. 7.1) определяются в первую очередь габаритными размерами полезного груза. При этом следует пшнить о необходимости гарантированного зазора между элементами полезного груза ПГ и ГО с целью компенсации деформации конструкции ПГ под действием инерционных нагрузок на участке выведения (см. рис. 1.3), а также деформации самого ГО. Форма ГО вблизи стыка с РБ (см. рис.7.1,а и б) зависит от соотнапения диаметров ГО и используемого РБ.
Внешние обводы ГО в значительной степени влияют на аэродинамические характеристики РН в целом, определяют величину аэродинамических сил и моментов, передаваемых с ГО на стыкуемый к нему РБ. А поскольку РБ спроектирован под определенные разрушающие нагрузки, то проектируемый ГО не должен создавать большие по величине силы и
•моменты.
Кроме того, обводы ГО должны обеспечивать такое обтекание газовым потоком, при котором реализуется минимальное число зон с вихревым (срывным) характером течения, являющихся источником динамического нагружения конструкции.
Корпус головного обтекателя должен удовлетворять помимо обших требований прочности и жесткости конструкции ряду требований, обусловленных его функциональным назначением.
При разработке ГО необходимо предусмотреть защиту П卜 от пыли и влаги (дождя) в условиях наземной эксплуатации, а также стабильный тепловой режим под обтекателем как в условиях наземной эксплуата-
，絨m
ияи, так и в полете. Для решения этой задачи используется целый комплекс средств и систем: носовая часть и конические отсеки ГО с внешней стороны имеют теплозащитное покрытие, на внутренней поверхности ГО установлена теплоизоляция. Кроме того, активная система обеспечешя теплового режима, входящая в состав стартсжого комплекса, подает внутрь ГО воздух с регулируемой талпературой. Отвод воздуха осуществляется через специальные вентиляционные отверстия.
Для обслуживания полезного груза на стартовой позиции в корпусе ГО предусматрдааются отверстия для трубопроводов пневмогвдро- встем, электрических кабелей и люки для выполнения монтажных и контрольных операций.
Исключительно важным требованием к устройствам ГО является требование безударного протекания процесса отделения обтаотеля, те исключение соударения элементов конструкции ГО с полезным грузом РН. Возможны несколько схем отделения ГО (рис.7.2).
Первая схема отделения (см. рис.7.2,а, б) характероуется наличием поперечного и продольного стыков. Разрыв силовых связей про- долгого и поперечного стыков осуществляется в заданный мс^ент по Коанде от системы управления. Обтекатель, разделенный на две створки, начинает вращаться вокруг оси разворота под действием средств увода. После достижения заданного угла повфота створок происходит разрыв силовой связи в узлах разворота и створки уводятся от корпуса РН с гкжюшью толкателей.
При малых возмушдюшщ воздействиях головные обтекатели мзут сбрасываться вдоль оси изделия (“чулком”)(см. рис.7.2,в). У такого обтекателя корпус не имеет продольного стыка. Система сброса состоит из роликов, устанавливаемых на полезном грузе, направляющих на самом обтекателе и толкателей (либо пороховых ракетных двигателей). Сброс обтекателя происходит после раскрытия поперечного стыка с помощью толкателей по продольным направляющим вперед с последующим уводом обтекателя в стороны.
Головной обтекатель крупногабаритных ПГ может разделяться по длине на две части, каждая из которых в свою очередь делится на две створки. При отделении такого обтекателя сначала сбрасывается верхняя часть, а потом нижняя. Процесс сброса верхней и нижней частей происходит по схеме, аналогичной рассмотренной выше для двухстворчатого обтекателя.
Для отделения значительных по массе и габаритным размерам створок в качестве средств увода используются в основном пороховые ракетные двигатели. В общем случае для крепления створок головного обтекателя помимо пироболтов и пирозамков могут использоваться механические замки, а также удлиненные кумулятивные заряды и дето-
4
Ж.
/6
4
и
А
стыковочный шпангоут; 2
стыковочный
ПРД разворота створок: 6
створки обте-
шпангоут; аварийного кателя;；
—створки продольный
обтекателя;4,6
решетчатые стабилизвторы системы аварийного спасения;
толкатели разворота створок; 5
Рнс. 7.2. Схемы отделения головного обтекателя:
О — схема двухстворчатого обтекателя с пружинными толкателями: /
8 — узлы разворота створок; 9 — передний отсек РН; /0 — космический аппарат;
в — схема обтекателя, сбрасываемого вдоль осн РН: / — передний отсек РН; 2 — полезный груз: 3 — обтекатель; 4 — ролики; 5 — направляющие элементы; 6 — толкатели
2 — аварийный стык; 3 — предолышА стык; 4 — ПРД системы
стык; / — узел разворота;
6 — схема двухстворчатого обтекателя с ПРД увода: /
толкатели сброса створок ： 3
，"讨
нирующие шнуры. В процессе сброса створсж раскрываются также закрепленные на них гвдро-, пневмо- и электроразъемы.
7.2. НАГРУЗКИ. РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ
Клструктиыю-силовая схема корпуса ГО отределяется выбражой схемой отделения и нагрузками, действующими в продессе полета РН, а именно: аэродинамическим давлением, значение которого заыюит при больших скоростях полета от ф(^)мы поверхности (сфера, конус) и сжорости полета (числа Маха М) (рис.7.3,а).
Для сферического затупления ГО распределяю давления по обязующей описывается соотношением
Р(9)= %gos 9，(7.1)
где q - скоростной напор；屮-угол, определяющий положение рассматриваемой точки на поверхности：
°о = L35 - i" 3rdg [1>96(1 - M)].(7.2)
Для конической поверхности, обтекаем^ под углом атшш, давление вдоль образующей постоянно и равно
р = </[1,56 + ^^- ] (а + Л1,7,(7.3)
где & — угол палураствора конуса.
Угол атаки а определяется с учегал воздействдя бокового ветра а = а/и,
где и - скфость ветра; о - скфость полета.
Поскольку обтекание конуса происходит под некоторым углом атаки, то распределение давления по поверхности будет заююеть от угла 6 (см. рис.7.3.а). Для рассматриваемой схемы максимальное давление будет на наветренной образующей конуса (0 = 0), а минимальное давление - на подветренной образующей (6 = 180 ). В интервале углов 0...180 зависимость р(6) можно принять линейной.
При известных значениях давления в каждой точке поверхности и инерционных нагрузок можно построить по длине ГО эгж)ры осевых и перерезывающих сил и изгибающего момента.
Ю _ 908289
Рис. 7.3. Распределение аэродинамического давления по поверхности обтекателя ：
О — расчетная схема; б — расчетный случай 0 (Л * 0); в — рас
четный случай М (а = 0); 6 = 0;в » 180
кр
Расчетные случаи (PC) для Kq)nyca ГО определяются моментами полета, когда достигается максимум значения скоростного напора (PC ”q ”)и скорость полета М (PC "М ”). На рнс.7.3,6, в показано maxкркр
изменение избыточна) давления по длине обтекателя для указанных расчетных случаев. Избыточное давление определяется как разность значений аэродинамически) давления в рассматржаемой точке поверхности и давления внутри ГО (предполагается, что это давление равно давлению на высоте полета в текущий мсикент времени). Если на носовой части ГО корпус нагружается давлением извне, то центральная и хвостовая части обтекателя нагружаются давлением изнутри. Причем этот характер нагружения сохраняется для обоих расчетных случаев.
Для створок обтекателя и отдельных О'О узлов расчетным случаем отделение ГО. Напряженное состояние конструкции должно 290
б
Рис. 7.4. Схема сил, действующих на створку при работе ПРД
Рис. 7.5. Схемы нагружения ГО при проведении подъемно - транспортных работ:
О — транспортировка изделия; 6 — подъем изделия
анализироваться с учетом усилий, развиваемых средствами увода створок (толкателями или пороховыми ракетными двигателями ПРД), и инерпишных сил. При этом рассматривается не только штатная ситуация отделения ГО, кзда все элементы системы сработают в соответствии с программой, но и возможная аварийная ситуация. Например, как показано на рис.7.4, отделение створки ГО осуществляется с помощью двух РДТТ. При отказе одного из них конструкция створки будет дополнительно нагружаться крутящим моментом.
Вспомогательные расчетные случаи определяются нагрузками при проведении подъемно-транспортных работ (рис. 7.5).
АНАЛИЗ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ СИСТЕМЫ
ОТДЕЛЕНИЯ
Важной особенностью проектирования обтекателей является обеспечение требований по отделению этих отсеков в полете. Учет этого требования заставляет предусматржать специальные конструктивные мероприятия» связанные с установкой систем отделения и сброса. Обеспечение работоспособности этих систем требует проведения целого ряда дополнительных проектировочных расчетов. Основными из них являются:
Расчет запасов по условиям срабатывания элементов продольного стыка:
N
S Р.
где 力-коэффициент запаса по срабатыванию элемоггов продольного стыка； ^ - минимальное усилие, создаваемое приводом, обеспечивающим раскрытие продольного стыка; Р. - максимальное усилие, необходимое для срабатывания i-ro замка; л 一 число замксж в продольном стыке.
Расчет работоспособности механических замксж продольного стыка с учетом температурных, силовых, технологических и установочных смещений.
Расчет безударности протекания процесса сброса отделяемых частей конструкции.
Расчет надежности системы сброса при проо<тир(вании и жспе- риментальной отработке.
Расчет на прочность элементов системы сфоса (шариковых замков на контактную прочность, тяг на растяжение и сжатие и т.д.).
Первые два пункта относятся к обеспечению работоспособности механических замков продольного стыка. Расчеты по остальным пунктам проводятся для всех типов систем разделения и сброса.
В дальнейшем проанализируем функционирование системы сфоса об- таотеля хвостового отс«<а верхней ступени ракеты-носителя с использованием в качестве средства увода ПРД.
В состав такой системы входят: сбрасываемый обтекатель, замки поперечного и продольного стыксж, толкатели поперечного стыка, направляющие шпильки (штыри), ПРД увода створок обтекателя, отрывные разъемы, элементы системы управления.
Сбрасывание обтекателя происходит через некоторое время после разделения ступеней. После раскрытия пирозамков попфечного стыка обтекатель как единое целое движется по направляющим штырям под действием аэродинамической силы, продольной перегрузки и усилий пружинных толкателей поперечного стыка. После схода со штырей раскрываются замки продольного стыка. Включение ПРД увода ствфок происходит по команде временного устройства. Причем 叩мя задержки выбирают таким образом, чтобы исключить возможность срабатывания ПРД раньше раскрытия продольньо стыка. После окончания работы ПРД осуществляется свободное движение створсж обтекателя.
Рассмотрим движение обтекателя на каждом из рассмотренных участков. Относительное движение отсека как единого целого можно представить в виде
т х «лот &+Р+Х , отс отн X отс т аэр
где т - масса сбрасываемого отсека; л - ос^ая перегрузка сту- отсX
пени в момент сброса; Р - усилие пружинных толкателей： X 斗 一 сн・ ла лобов(лх)сопротивления сбрасываемого отсека.
Усилие пружины задается в виде
где с = (F - F )// - жесткость пружины; Fn - сила сжатой пру- пр ОктО
жины; I - ход пружины：々—сила пружины в кшце хода толкателя.
Уравнение решается при нулевых начальных условиях. Проинтегрировав уравнения движения, получим
ж = 7-sin 好；х = ^― (1 - cos 好)，
kk2
отсотс
В мжце хода толкателя при х = I получим
"卜% 一力
После окончания работы толкателей движение сбрасываемого отсека (шиазтается уравнением
т х = л m g+X ・ отс отн X отс аэр
Интегрируя, получим
Подставляя в выражение значение f = %д，соответствующее времени включения ПРД, получим начальные условия для функииширования системы на следуквдем участке движения.
Сотласно схеме (см. рис.7.4) на створки действуют аэродинамические силы Х“ тяга ПРД сброса 7 и газодинамические силы воздействия струи двигателей ступени на створку обтекателя F.
В общем случае двигатели ПРД могут устанавливаться так, что их тяга прткладывается не в центре масс ство{жи, а с некоторым эксцентриситетом е. Величина е назначается на основании анализа конструктивно-компоновочной схемы отсека с точки зрения обеспечения наилучших в смысле соударения элюентов конструкции створш с конструкцией уходящей ступени, условий сброса.
Огласно рассмотренной схеме сил уравнения относительного движения створки можно записать так:
m x = л m g + TsinW + F 屮 + X ; ств oth X ствsin 0
ту- Fcos^ + Fcos^； ств отн
丿 j = Те - Fh, ств
где т ,，е — масса и момент ине^хщи створш; ф - угол поворота створки относительно центра масс; А - расстояние от центра масс до линии действия газодинамической силы; 7 — результирующая тяга ПРД увода створки.
Интегрирование уравнений поселяет определить траектфию движения створки.
Анализ функционирования системы сброса створки показывает, что наибольшее влияние на траекторию движения створки оказывают разброс тяги ПРД, вр^ени их включения и упругие колебания ступени.
Выбор характеристик ПРД и эксцентриситета его установки производится из условия обеспечения надежного (безударного) сброса створок. С этой целью для заданных характеристик ПРД и е рассчитываются траектфии движения створок и определяется величина минимального зазора между опасными точками створки и ступени р . . Патт рамегры системы будут удовлетворять требованиям, если величина Pfnin 6yHe7 превышать заданный гарантированный зазор А .
ФОРМИГОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВОЙ
СХЕМЫ ОТСЕКА
Сбрасываемые обтекатели относятся к сухим отсекам РН. Поэтому при проработке их конструктивно-сшкжой схемы могут бьггь использованы подходы, рассмотренные в гл. 6. Однако наличие продолыкго стыка может привести к ухудшению работоспособности отсека на сжатие и внешнее избыточное давление. В расчетной схеме влияние стыка учитывается введением идеальных шартиров, распределенных вдоль образующей. Как покаадвают результаты исследований, при работе на сжатие продольные шарниры практически не оказывают влияния на величину критических напряжении. При работе на внешнее избыточное давление для оболочек средней длины наличие шарниров почти в два раза снижает величину критического давления, рассчитываемого по формуле (6.9).
Работоспособность оболочки, нагруженной внешним избыточным дав* лением, можно улучшить введением окантовки створок силовым продольным элементом. Влияние окантовочного стрингера наиболее заметно для кфотких обтекателей. В этом случае можно добиться, что обтекатель будет работать как оболочка без шарниров. Однако для обтекателей средней длины влияние окантовочного стрингера становится незначительным.
Таким образом, как коническая, так и цилиндрическая части обтекателя выполняются в виде обычных каркасированных отсексж. При этом конические панели подкрепляются преимущественно поперечным силовым набором, устанавливаемым с шагом от 250 до 600 мм (по мере увеличения диаметра). Циливдриче<жая часть обтекателя, определяющими нагрузками для которой являются М и ^> выполняется в виде обшивки, подкрепленной продольным и поперечным силовым набором. Возможно выполнение ГО в виде многослойной конструкции, что обеспечивает большую жесткость конструкции и меньшую строительную высоту и» как следствие, уменьшает изгибно-кругильные колебания створки при сбросе и увеличивает полезный объем под обтекателем.
Конструктивно-силовая схема обтекателя в той его части, которая непосредственно примыкает к РБ, определяется характером силовой связи ГО и РБ. На стыке обтекателя с РБ действуют растягивающие усилия, приложенные в узлах крепления; сдвигающие усилия, воспринимаемые шпильками； и погодные сжимающие нагрузки. Характер распределения по контуру стыка нормальных усилий зависит от жесткости Kq)nyca ГО (параметров продольного силового набора, расположения люков и вырезов вблизи плоскости стыка) и схемы размещения узлов связи ГО и РБ в плоскости стыка.
Рис. 7.6. Расчетная схема обтекателя вблизи стыка с РБ:
О — изгиб относительно осн 1—Ш; 6 — изгиб относительно осн П-iV
Таким образом, конструктивно-силовая схема рассматриваемой части обтекателя представляет собой обшивку, подкрепленную продольным аиювым набором. Прич^< силовые элементы, устанавливаемые в местах узлов связи, выполняются усиленными.
Особенностью расчета обратного конуса является то, что растягивающие продольные нагрузки могут восприниматься только теми стрингерами, на которых установлены элементы связи с РБ. В сжатой зоне корпуса работают все стрингеры и часть обшивки.
На рис.7.6 приведена схема нагружения продольных аикжых элементов при действии изгибающш) момента в плоскости 1ЧП (а) и в плоскости HTV (б). Как следует из рисунка» на растяжение работают продольные элементы, совпадающие с узлами разворота створок / и узлами связи 2 вблизи продольной плоскости разделения ПЧУ. Тогда координата н&пра масс сечения определится соотношением
乂…m ^——• (7・4)
где F = S 々；у. - координата точки устансжки продолышх силовых
элюентов.
Если в рассматриваемом сечении действует осевая сжимающая сила ^ и иэтибающий момент М, то напряж印ия в сечении от силы ^ будут равны nг
为=一广,(7.5)
а от иэтба, вызванного д^ствием М и нецентральным придожением Nt
(7.6)(7.6)М-у ^
(7.6)
(7.6)
а = ; У-
нзг J
Суммартюе напряжение определим по формуле
(7.7)
Подобные расчеты проводятся в предположении, что изгибающий момент может д^слъовать как в плоскости I-Ш, так и в плоскости ПЧУ.
КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗАМКОВ ПРОДОЛЬНОГО СТЫКА
В плоскости продольного стыка обтекателя устанавливаются кре- пе?кные элементы, обеспечивающие восприятие нортиальной (к плоскости стыка) и перерезывающей сил. Для восприятия нормалыкж силы на
(жантовывающем створку ст^жнгере устанавливаются замки» а для восприятия перфезывающей силы - штифты.
Анализ распренелЕИя избыточного давления по поверхности ГО (см. рис.7.3) показывает, что если ноожая кшическая часть обтекателя нагружается избыточным давлением извне, то цдаиндрмеская и хвостовая каадческая части обтекателя нагружаются избыточным дав
лением изнутри. Это означает, что замки продольного стыка на носо
вой конической части проектируются и устанавливаются из конструктивных соображений и на основании опыта экатлуатации ГО, а замки на остальной части продольного стыка проектируются, исходя из действующих нагрузок (аэродинамического давления).
口叫 этом предполагают, что нагрузки на первый замок цилиндрической части ГО (рис.7.7,а) определяются не только распределенной
по контуру силой % ]по контуру силой % ]от избыточного ^{утреннего давления:
по контуру силой % ]
по контуру силой % ]
(7.8)
где △% - среднее на длине (% + %/2) избыточное давление； 1「 % - координаты осей замков, но и распределенной радиалыюй составляющей ” с?кимающей силы N со стороны носового конуса.
Из рис. 7.7,а видно, что
2 = 2叫;％ в qx tg^.
Откуда следует
Ntg”
qR = 2“R •亿9)
Тогда нагрузка, воспринимаемая пфвым замком, будет равна
N[ = (% + %)R・(7.10)
Рис. 7.7. Схемы нагруження замРис. 7.7. Схемы нагруження замков продольного стыка:а — нагруженне первого замка;6 — нагруженне последнего зам- ка; в — нагруженне промежуточных замков ： /— носовая коннче- с кая часть; 2 — цилиндрическая часть; 3 — обратный конус; 4 — разгонный блокков продольного стыка:а — нагруженне первого замка;6 — нагруженне последнего зам- ка; в — нагруженне промежуточных замков ： /— носовая коннче- с кая часть; 2 — цилиндрическая часть; 3 — обратный конус; 4 — разгонный блокАналогичным соотношением определяется нагрузка на последний замок 3 (см. рис. 7.7, б), уста- нсжленный на цилиндрической части ГО вблизи от перехода к обратному конусу (伊)
Рис. 7.7. Схемы нагруження зам
Рис. 7.7. Схемы нагруження зам
ков продольного стыка:
а — нагруженне первого замка;
6 — нагруженне последнего зам- ка; в — нагруженне промежуточных замков ： /— носовая коннче- с кая часть; 2 — цилиндрическая часть; 3 — обратный конус; 4 — разгонный блок
ков продольного стыка:
а — нагруженне первого замка;
6 — нагруженне последнего зам- ка; в — нагруженне промежуточных замков ： /— носовая коннче- с кая часть; 2 — цилиндрическая часть; 3 — обратный конус; 4 — разгонный блок
Нагрузки на остальные замки (см. рнс.7.7,, в) на цилиндрической части и обратном конусе рассчитываются, исходя из средней величины избыточного внутреннего давления на соответствующей части обтекателя.
Схема взаимодействия замков в продольном стыке ГО представ/юна на рис.7.8. На одной из ствфок обтекателя с помощью кронштейна 2 устанавливается привод 3 (пневматический, пружинный, порохов^). В результате срабатывания привода происходит перемещенью вперед (относительно створок) наконечника / и поворот относительно своих осей кронштейнов замков 5. Замки соединены между собой и с наконечником тягами 4. Очевидно, для успешного раскрытия замков необходимо, чтобы усилие привода превысило силы сопротивления фиксатора и усилия срабатывания элементов продольного стыка. Кроме того, при нормальном функционировании механические замки не должны раскрыться до подачи команды на отделение. Такая ситуация может возникнуть при несанкционированном перемещении тяг, вызванном пфепа- дом температур между наружной поверхностью обтекателя, на которой устанавливается замок, и тягами, расположенными внутри отсека; технологическими допусками на нзготхжление и установку замков, деформацией конструкции обтекателя от полезных грузов. Поэтому на 298
Рис. 7.8. Основные элементы продольного стыкаРис. 7.8. Основные элементы продольного стыка
Рис. 7.8. Основные элементы продольного стыка
Рис. 7.8. Основные элементы продольного стыка
этапе проектирования проводят тщательный анализ смещения тяг от перечисленных выше факторов для оценки опасности преждевременнее раскрытия замков и проведения в случае необходимости соответствую- шщ доработок (внесение изменений в конструкцию самих замков, задание ограничений в технической документации на условия их применения).
В зависимости от усилия в продольном стыке устанавливают шариковые и рычажные замки (рис.7.9). Корпус 3 шарикового замка (см. рнс.7.9。)крепится к окантовке 5 ство^жи через фитинг 8. Винт / удерживается в корпусе с помощью четырех шариков 7. Взаимное сжатие окантовок 4 H 5 створок обтекателя обеспечивается гайкой 2. При повороте рычага 6 замка относительно его оси шарики выпадают в специальные полости в корпусе 6, а винт / под действием пружины удаляется, обеспечивая свободное движение створок.
В случае применения рычажного замка (см. рнс.7.9,6) сжатие (жантовывающих стрингеров 2 и 3 створок обтекателя осуществляется
пружиной через шток /. При повороте рычага 7 замка, а соответ* ственно и кулачка 6, установленных на кронштейне 5, происходит ос* вобождение качалки 4 и удерживаемого ею штока /. Из кс^структивной схемы замка видно, что он позволяет передавать существенно большие нагрузки, чем шариковый замок.
КОНСТРУКТОРСКО-ДОВОДОЧНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
СБРАСЫВАЕМЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ
Сбрасываемые отсеки проходят большой объем различных испытаний. Корпусы таких отсеков испытывают на прочность и жесткость. С этой целью они проходят статические и динамические испытания, рассмотренные в разд. 6.7. В дальнейшем остановимся более подробно на вопросах экспериментальной отработки непосредственно систем отделения и сброса. Для этих систем ввиду повышенных треб(жаний к их надежности проводят особо тщательную и всестороннюю жсперимен- тальную отработку.
Экспериментальная отработка систем разделения и сброса включает ряд этапов: наземные автономные испытания (НАИ), наземные комплексные испытания (НКИ), летно-конструкторские испытания (ЛКИ).
При наземной автономной отработке испытываются отдельные элементы крепления и разделения, а также сопутствующие элементы, входящие в состав системы. Автономные испытания подразделяются на конструкторско-доводочные и зачетные. Основной целью конструкторско-доводочных испытаний является выявление конструкторских недостатков испытываемого элемента. При этом вскрывая и устраняя неисправности, добиваются работоспособности элемента путем изменения его конструкции или технологии изготовления. Конструкторско- доводочные испытания включают в себя испытания на воздействие вибрации, повышенной и пониженной температуры, вакуума, испытания на прочность, ударную стойкость, а также транспортировочные испытания.
При испытаниях на воздействие вибрации имитируются полетные виброрежимы. При этом определяется возможность самораскрытия испытываемого элемента, например срабатывания пирозамка.
Испытания на повышенную и пониженную температуру имитируют реальные условия полета ЛА. Они заключаются в выдерживании элемента при заданной температуре и последующей проверке его срабатывания.
С температурными испытаниями обычно совмещают испытания на воздействие пыли и влаги.
При испытаниях на прочность производится нагружение элемента до разрушения с целью определения его несущей способности.
Элементы конструкции, работающие в космосе, проходят испытания на длительное пребывание в глубоком вакууме. Отрабатываемый узел помещается в барокамеру, после извлечения из которой происходит его срабатывание.
При испытаниях на ударную стойкость имитируются воздействия, возникающие при срабатывании пиротехнических устройств» запуске двигателя, разделении ступеней и т.д. Важным этапом автономных испытаний является измерение характеристик, определяющих работоспособность элемента: работы, развиваемой толкателем, времени срабатывания замков, силы расстыковки разъемов и т.д. После завершения конструкторско-доводочных испытаний проводят зачетные испытания. Они носят приемо-сдаточный характер. Зачетные испытания проводят на штатных образцах, причем, как правило, при их проведении не вносятся изменения в конструкцию и технологию изготовления элемента. По завершении зачетных испытании делается заключение о возмож
ности использования данного элемента системы.
Наземные комплексные испытания проводятся для проверки работоспособности системы сброса при совместном функционировании всех входящих в нее элементов. В процессе этих испытаний оценивается безударность протекания процесса сброса, определяются кинематические и динамические параметры, а также виброперегрузки, возникающие при срабатывании элементов системы. Испытания проводятся на динамических стендах, имитирующих сброс натурных частей конструкции.
Схема экспериментальной установки, предназначенной для отработки системы сброса головного обтекателя, представлена на рис.7.10. Обтекатель устанавливается на специальном макете, имитирующем верхнюю часть ракеты-носителя. После раскрытия продольного и попе
речного стыков под действием средства увода осуществляется разворот створок обтекателя. При достижении заданного угла разворота срабатывают средства раскрытия осей вращения и створки, совершая свободное движение, падают на сетку- ловитель. Регистрация движения створок осуществляется с помошью киноаппаратуры.
Рис. 7.10. Схема экспериментальной установки для отработки системы сброса головного обтекателя: / — нмнтатор переднего отсека РН: 2 — створкн головного обтекателя: 3 — сетка-ловительРис. 7.10. Схема экспериментальной установки для отработки системы сброса головного обтекателя: / — нмнтатор переднего отсека РН: 2 — створкн головного обтекателя: 3 — сетка-ловительПосле окончания НКИ дается заключение об установке данной системы на ракете-носителе. Завершающим этапом экспе-
Рис. 7.10. Схема экспериментальной установки для отработки системы сброса головного обтекателя: / — нмнтатор переднего отсека РН: 2 — створкн головного обтекателя: 3 — сетка-ловитель
Рис. 7.10. Схема экспериментальной установки для отработки системы сброса головного обтекателя: / — нмнтатор переднего отсека РН: 2 — створкн головного обтекателя: 3 — сетка-ловитель
риментальной отработки являются летно-кс^структорские испытания. Проведение летных испытаний вызвано невозможностью обеспечения при наземной отработке условий испытаний, адашатных реальным условиям функидонироватя системы. Так, при с^осе головного обтекателя в условиях наземных испытаний трудно имитировать действующие в полете осевые л^ и б(жовые л^ перегрузи, а также воздействие аэродинамических сил, зависящих от угла поворота створки. Для учета этого несоответствия осуществляется поведение экспериментальных данных к натурным условиям расчетным путем. Однако достоверю подтвердить работоспосо&юсть системы возможно толы<о путем проведения летного эксперимента, обеспечивающего реальные усжжия ее функционирования.
Глава 8
КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЕРМЕННЫХ ОТСЕКОВ
Ферменные отсеки нашли широкое применение в компоновочных схемах современных ракет-носителей. Они в наибольшей степени удовлетворяют предъявляемым требованиям: относительно легки, достаточно просты в кси^структивном исполнении и изготовлении, удобны в эксплуатации.
Фермы представляют собой пространственные конструкции, состоящие из прямолинейных стержней, связанных в узлах сварными, болто- Ыэми и клепаными соединениями (рис.8.1). В узлах (фитингах) предусматриваются крепежные элементы, обеспечивающие между отсеками неразъемные (болты, шпильки и т.д.) или разъемные (пирозамки, пироболты и т.д.) в полете соединения и передачу нагрузок.
Проектир(жание фермы заключается в выборе конструктивно-силовой схемы, материале® и геометрических размеров элементов конструкции (стержней, фитингов и т.д.). При этом в качестве исходных данных рассматривают:
геометрические размеры отсека;
расчетные случаи при наземной эксплуатации и в полете, определяемые внешними нагрузками и тепловыми потоками.
Внешние нагрузки для ферменных конструкида переходных отсеков, как и для переходных отсеков других исполнений определяются воздействием осевой силы, изгибающего момента и перерезывающей силы.
Некоторую специфику имеет определение этих сил для фермы двигателей установки. Осевая сила в этом случае может быть определена как：
川=f(P - (8.1)
Рнс. 8.1. Переходные отсеки ферменной конструкции:
0 — установка полезного нагруза; 6 — соедннеине ракетных блоков;
6 — соединение топливных баков
где Р - тяга двигательной устажжки; тл в ~ масса двигательной установки; g° = 9,8 м/с2; f - коэффициент безопасности； , - продольная перегрузка; i? - коэффициент динамичности, учитывающий динамический характер нагружения.
Для проектировочных расчетов величина коэффициента динамичности может быть принята 1,2...1,5.
Изгибающий момент для такой фермы
# = (т О Я + M )f,(8.2)
дв О У упр
где Я - высота фермы; М^ - момент от основных и управляющих двигателей.
Перерезывающая сила для двигательной ффмы
G = °%岗％ + Pynp)f，(&3)
где P - составляющая тяги основных и управляющих двигателей в Упр
направлении, перпендикулярном к оси РН.
При отделении ферменного отсека к узлам, где установлены толкатели, прикладываются усилия, которые вызывают нагружение стержней ффмы в плоскости, перпендикулярной продольной оси отсека. Для
1 восприятия этой нагрузки в клструкции фермы предусматривается кольцо.
В качестве исходных данных задаются также значения коэффициентов безопасности для всех видов нагрузки и расчетных случаев и механические и теплофизические (при необходимости) свс^ства к* струкщюнных материалов.
КЛАССИФИКАЦИЯ ОТСЕКОВ
Фермы используются для кедструктивного исгюлнетия переходных отсеков и крепления двигательных установок.
Переходжле отсеки предназначены для соединения ракетных блсжов между собой, крепльия полезною груза к разгонному блоку последней ступени и для подвески ненесуших топливных бак<ж.
Рис. 8.2. Конструктивные схемы переходных ферм:
。 комичвоют ферма: / стержень; 2 фнтннг; 3 — стыкуемь^ отсек; 4 - косынка; 6 - цилиндрическая ферма: / — стержень; 2 - промежуточный шпангоут; 3 - фнтннг; 4, 5 - крепежные элементы; 6 - цилиндркчеокая ферма, выполненная нз профилей: / - стержень; 2 - стыковочный итангоут; 3, 4 — крепежные элементы
Различия в функиионатъном назначении ферменных конструкций приводят к определенным изменотм в условиях их работы 点，как следствие, к конструктивным особе^тестям исгюлнешя.
Так, при “горячем” разделении ступени на стержни ф^жш действуют теплсжые потоки и силовые нагрузки, обусловленные давление струй двигателей при их работе до завершения разделения.
Фермы крепления подвесных баков с криогошыми компонентами играют роль т^жюмостов и кроме ситкжых функции должны обеспечить минималшые Теплопрггоки к компа^опу.
На рис.8.2 представлены тигкжые кснютруктиыме схемы переходных ферм: кз1ические ффмы, используемые для соединения разгожых блоков или бакс» разлитых диаметров; цилицд^ческие фф«ы с 叩омежу・ точными шпангоутами； ф^жсы со стержнями-подкосами, выгюлнашыми из различных профилей и используемые обычно для тяжелых ракет- носителей.
фермы ракетных двигателей используются для крепления двигателей к корпусу отсека ЛА и обеспечивают не только передачу тяги двигэтеля и инерУиоютях сил, но и требу^ую точность установки двигателя отнОотгельно корпуса ЛА.
ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ
Fig выборе конструктивно-силовой схемы фермы требуется определить число стержневых элементов и их взаимное расположение, а также число шпангоутов при условди обеспечения прочности и жесткости конструкции.
При этом необходимо обеспечить геометрическую неизменяемость системы, которая устанавливается путем пос^юдоватежного отбрасывания узлов и анализа оставшейся части. Поскольку равновесие тела определяется шестью уравнениями статики, то ломимальное число стержней в ферме должно быть равно шести. Тогда степам статической неопределимости будет равна (3m - 6), где т - ч^юло узлов. Однако при анализе степени статической неопределимости необходимо учитывать наличие симметрии в конструктивной схеме фермы и схеме нагружения. Ффиы, используемые в к(^струкиии переходного отсека и для устажжи отельных д&игателеи, являются осесимметричными. На практике часто допускают, что пристыковываемые к ферме отсеки ж- ляются абсолютно жесткими (узлы фермы в процессе деформации не выходят из плоскости) (рис.8.3) и соединение стержней в узлах шар- ни^ое. Тогда определение усилий в стержнях не представляет каких ;мбо сложностей. В о&йв случае уравнения равновесия сил и
моментов имеют вид
EN = 0;e2 = 0:上2 =现
Xу2
EM# н 0; ЕМ? = 0;叫=0.
Задача определения усилий в стержнях может быть решена значительно проще, если воспользоваться понятием эквивалопной осевой силы. Тогда можно записать (рис.8.4):
4(М + Qx)D(x)4(М + Qx)D(x)(8.4)(8.4)
4(М + Qx)
D(x)
4(М + Qx)
D(x)
(8.4)
(8.4)
(8.5)(8.5)Рис. 8.3. Положение плоскости узлов: / ~ до деформации; 2 — после деформацииРис. 8.3. Положение плоскости узлов: / ~ до деформации; 2 — после деформации
(8.5)
(8.5)
Рис. 8.3. Положение плоскости узлов: / ~ до деформации; 2 — после деформации
Рис. 8.3. Положение плоскости узлов: / ~ до деформации; 2 — после деформации
где D(x) = d + (D - d)皆.
Известно, что стержневая система будет статически определенней при условии ее симметрии и при использовании стержна! одинакежого сечения. Это приводит к тому, что при дейстыш осевой силы усилия во всех стержнях будут одинаковыми.
Тогда расчетная нагрузка на один стержень определится следующим образом:
2P_ экв
л cosa
где л - число стержней： a - угол между ст^)жнем и продольной осью Ох.
Характеризуя в целом конструктивно-силовые схемы крепления ДУ, следует отаетить сильную их зависимость от типа двигателей, соот-
Рис. 8.4. Общая схема нагружения ферменного отсека 306
ношения размеров двигателя и ЛА, числа “ытател^, схемы размещения и т.д.
КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ УЗЛОВ И ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Основными кснютруктивными элементами фе{ж( независимо от ее схемы являются стержни и узлы соединения стержней или фитинги.
Учитывая значение нагрузки на стержневые элаленты и предъявляемые к ним требования, стержни выполняются, как правило, из труб, а для тяжелых ракет-носителей - из прессованных профиле (двутавров, швеллеров и т.д.).
В дальнейшем вопросы проектирования и исполнения элементов ферм будв рассматривать на примере стержневых кси^струкций трубчатого сечения.
Очбидно, из условия равнопрочности сечение стоек выгодно подобрать так, чтобы напряжения, соответствующие общей потере устойчи- общМ w
вости о , и местные критические напряжения о были равны напря
жениям J, возникающим в стойке от заданного усилия U т.е.
产=/ =J,(&6)
кр кр
где J 二 5P/F, F - площадь сечения стойки.
Критические напряжения о&цей потери устойчивости определяются по формуле Эйлера:
2匸
(8.7)(8.7)1,5 - коэффициент заделки.1,5 - коэффициент заделки.общ 1
(8.7)
(8.7)
1,5 - коэффициент заделки.
1,5 - коэффициент заделки.
где 入=///, i = L/F： с】=1,0.
Для стержня трубчатого сечения имеем J = я/?35, F = 2М6, * = R/JT.
Отсюда а06111Отсюда а06111С,7гЕ/?2丄二一二上С,7гЕ/?2丄二一二上2产2产(8.8)(8.8)
Отсюда а06111
Отсюда а06111
С,7гЕ/?2
丄二一二上
С,7гЕ/?2
丄二一二上
2产
2产
(8.8)
(8.8)
Разрешая равенство (8.8) относительно ★, получим
л/2 p 2/。'л/2 p 2/。'(8.Ю)и (8. Ю) в выражение для расчетно-(8.11)(8.Ю)и (8. Ю) в выражение для расчетно-(8.11)Подставляя соотношения (8・9) го напряжения, получимПодставляя соотношения (8・9) го напряжения, получим
л/2 p 2/。'
л/2 p 2/。'
(8.Ю)
и (8. Ю) в выражение для расчетно-
(8.11)
(8.Ю)
и (8. Ю) в выражение для расчетно-
(8.11)
Подставляя соотношения (8・9) го напряжения, получим
Подставляя соотношения (8・9) го напряжения, получим
(8.9)
Осевые сжимающие напряжения местной устойчивости можно оценить по формуле, соответствующей потере устойчивости ииливд{жческои оболочки:
М kEb 」＞ L Л 1Г
а =k = 0,15.
кр R
Откуда 8 =忌—.
После несложных преобразовании найда величину расчетных напряжений в явном виде
a CnkE2^
J ='丄}——.(8.12)
Таким образом, для выбора параметров стержня достаточно рассчитать напряжения по формуле (8.12) и воспользоваться соотношениями (8.9) и (8.10).
При этом следует помнить, что указанные соотношения справедли-
общ /，~
вы, пока выполняется условие а 。рработает в
области упругих деформаций)» а именно:Я
Таким образом, при известных нагружах, действующих на стержень
длиной А используя соотношение (8.13), можно сразу сказать, пра
вомерно ли использование формулы Эйлера при выбранном материале. Построенные с помощью (8.13) области (рис.8.5, АМгбМ о =
= 129 МПа; Е = 66 ГПа; а = 341 МПа, ал Л = 176 МПа) являются ори-
в0,2「 п
ентировочными, поскольку предполагается, что стержень выполняется в соответствии с расчетными значениями R и 8 (без учета ограничений, накладываемых имеющимся сортаментом труб).
Число стержней фермы л должно определяться из условия обеспечения минимальной массы отсека. Так как все стойки изготавливаются из одного материала» в качестве критерия можно рассматривать объем ферменцрй конструкции. Последний можно представить в виде
s/•加2,夕s/•加2,夕упругихупругихРис. 8.5. Область деформаций стержняРис. 8.5. Область деформаций стержня(8.15)(8.15)(8.14)(8.14)Очевидно, параметры / и «\ входящие в вьражение (8.15), также являются функциями числа стержней фермы. Нетрудно видеть, что длина стержня может быть выражена через высоту фермы:
s/•加2,夕
s/•加2,夕
упругих
упругих
Рис. 8.5. Область деформаций стержня
Рис. 8.5. Область деформаций стержня
(8.15)
(8.15)
(8.14)
(8.14)
I = H/cosa. (8.16)
С учетом соотношений (8.15), (8.16) выражение (8.14) примет №д
17』1/3/х-7/3
V = Ai (cosa) ,
Для проведения датънейшего анализа необходимо раскрыть выражение для cosa в явном виде.
С учетом обозначений, представленных на gc.8.6, выражение для cosa можно записать так:
Рис. 8.6. Геометрические харак теристики （ используем!4е при расчете стержнейРис. 8.6. Геометрические харак теристики （ используем!4е при расчете стержнейфермы Лфермы Л
Рис. 8.6. Геометрические харак теристики （ используем!4е при расчете стержней
Рис. 8.6. Геометрические харак теристики （ используем!4е при расчете стержней
фермы Л
фермы Л
C0SU4C0SU4Я
C0SU4
C0SU4
1（以一*2+ " -%产 +（Z4 - Zb 尸
где
以= н；уа = 2а = 0: * =0:
%=丁 8ss 一丁；勺=丁 s呻
Вследствие симметрии фермы введенный в рассмотрение зан с числом стержней соотнапением 0 = 2я/л.
После нескольких преобразований окончательно получим
соба=1+Х 方]1 + [о ] -З^^Г"（&17）
С учетомС учетомвыражение для объемавыражение для объемаффмашойффмашойконструкцииконструкции
С учетом
С учетом
выражение для объема
выражение для объема
ффмашой
ффмашой
конструкции
конструкции
пишется так:
、7/6、7/6
、7/6
、7/6
Очевидно, оптимальное число стоек фермы должно соответствовать минимальному значению параметра @ = V/A, или
]7/6
6 = //3 1+｝仿]1 + [г] -2 £ cos 借]
(8.18)
Характер изменения параметра 中 в зависимости от числа стержней л представлен на рис.8.7. При проведении расчетов были приняты конкретные значения D/H = 2 и d/D = 1.
Как видно из графика, для рассмотренного случая минимум достигается при “w = 15. Пологий характер экстремума позволяет при выборе числа стержней фермы отходить от оптимального значения л
opt в ту или иную сторону в зависимости от влияния конструктивных и технологических факторов.
Анализ полученных соотношений показывает, что оптимальное число стержней не зависит от величины нагрузки и материала конструкции фермы, а определяется относительными размерами отсека (D/Н и d/D).
Следует также заметить, что полученное значение л еще не обеспечивает минимума массы конструкции фермы в целом. Это объясняется тем, что значительную долю общей массы могут составлять за- концовки (фитинги) фермы. А с увеличением числа узлов их масса возрастает в результате появления конструктивных элементов, обеспечивающих связь стержней между собой (втулки, “косынки“ и т.д.)； ограничений на размеры крепежных элемаггов； реализации требований жесткости (ограничения на деформации) и т.д. Как следствие, оптимальное число стержней смешается в сторону меньших значений.
Фитннгн ферменного отсека обеспечивают не только жесткую механическую связь стержней между собой, но и передачу нагрузок с одного отсека на стержни фермы и наоборот (со стержней на узлы стыковки другого отсека).
Конструктивное исполнение фитингов характеризуется большим разнообразием, что обусловлено различными значениями нагрузок (соот-
夕"04夕"04Рнс. 8・8. схема фнтннгаРнс. 8・8. схема фнтннгаКонструктивнаяКонструктивнаяношением осевой и перерезывающей сил); числом стержней, сходящихся в одном узле; принципиальной схемой передачи нагрузок в узле; особенностями функционирования узла (неразъемное или быстроразъемное соединение).
夕"04
夕"04
Рнс. 8・8. схема фнтннга
Рнс. 8・8. схема фнтннга
Конструктивная
Конструктивная
Конструкции фитинга характеризуются тем, что стержни / стыкуются с переходником (втулкой) 2, нагрузки с которого передаются на фланец 3 и далее на узлы крепления 4 стыкуемого отсека (рис.8.8). Промежуточный элемент в виде втулки может быть достаточно просто использован для установки в нем средств крепления и (или) разделения (шаржовых замков, замков-толкателей) (рис. 8.9). Поскольку сварной шов 5 (см. рис.8.8) характеризуется более низкими прочностными свойствами, чем основной материал соединяемых элементов, то
для подкрепления могут быть использованы врезные или накладные пластины. Наибольшей несущей способ-для подкрепления могут быть использованы врезные или накладные пластины. Наибольшей несущей способ-Рис. 8.9. Втулка фнтннга для установки толкателяРис. 8.9. Втулка фнтннга для установки толкателяностью обладают штамгкжанные фитинги 2, привариваемые к стержням / по плоскостям 3 (рис.8.10). При этом длина % (см. рис. 8.10) патрубков определяется оборудованием, используемым для сварки, высота Л^ втулки должна обеспечивать возможность механической сборки (устаноы<и крепежных элементов), а полная высота 〃2 втулки выбирается минимально возможной (с учетом размере® устройств крепления и разделения, если таковые устанавливаются).
для подкрепления могут быть использованы врезные или накладные пластины. Наибольшей несущей способ-
для подкрепления могут быть использованы врезные или накладные пластины. Наибольшей несущей способ-
Рис. 8.9. Втулка фнтннга для установки толкателя
Рис. 8.9. Втулка фнтннга для установки толкателя
Рис. 8.10. Штампованный фнтниг фермыРис. 8.10. Штампованный фнтниг фермыРис. 8.11. Вариант конструктивной схемы фнтннгаРис. 8.11. Вариант конструктивной схемы фнтннга
Рис. 8.10. Штампованный фнтниг фермы
Рис. 8.10. Штампованный фнтниг фермы
Рис. 8.11. Вариант конструктивной схемы фнтннга
Рис. 8.11. Вариант конструктивной схемы фнтннга
Несколько иная конструктивная схема представлена на рис.8.11. В данном случае ст^жни соединяются с опорным элементом законцовки, выполненным в виде уголка. Как и в предыдущем случае, фитинг может выполняться штампованным (рис.8.12) или сваренным из отдельных элементов.
Для передачи нагрузок с фитинга фермы на узлы стаковки другого отсека используются различные крепежные элементы, выбор которых определяется как действующими нагрузками, так и особенностями фун- киионирования соединения. В общем случае в соединении должны бьпъ установлены два типа крепежных элементе»： силовые устансжочные элементы» работающие на срез и разгружающие крепе?кные болты (шпильки) от изгиба, и крепежные элементы (болты, шпильки), воспринимающие осевые силы и моменты.
Силовые установочные элементы выполняются в виде установочных штифтов, призонных болтов или установочных втулок в сочетании с болтами (рис. 8.13). Цилиндрические штифты, как правило, устанавливаются на прессовой посадке в одном из соединяемых элемента» и на плотной посадке в другом элементе. Размер (диаметр, длина) штифта определяется расчетом на срез и смятие. Несмотря на то, что штифт устанавливается на прессовой посадке, для повышения надежности со-
Рнс. 8.12. Штампованный фнтннг Рис. 8. 13. Варианты схем у стано- уголкового типавкн направляющих штифтов
единения (возможно выпадение штифта из-за ослабления посадки) штифт в осевом направлении доюлнительно фиксируют.
Цилиндри^ские призонные болты позволяют передавать как перерезывающие, так и осевые нагрузки. Этим они выгодно отличаются от установочных штифтов, хотя и усложняют технологию изготовления соединений. Центрирующие участки призонных болтов устанавливают в отверстиях на плотной, напряженной или тугой посадке.
При выб(ч)е состава крепежных элементов в соединении в отдельных случаях кснютруктор отходит от использования установочных штифтов. Однако это не рекомендуется делать» если в соединении используются пироболты, шариковые замки и иные средства крепления, не воспртни- маюшие перерезывающие силы.
При разработке конструкции фермы крепления дмателя необходимо обеспечить не только передачу нагрузки (тяги двигателя), но и определенное положение продольной оси двигателя относительно продольной оси разгонного блока. Для этой цели в плоскости соединения ф^лы с отсеком разгонного блока или с двигателем предусматриваются регулируемые опоры (рис.8.14).
Выбор конструкционных материалов является одним из важнейших вопросов проектирования. Применительно к фермам приходится выбирать материал отдельно для стержня и фитинга, поскольку указанные элементы находятся в различных напряженных состояниях.
Будем выбирать материал стержневого элемента из условия минимума массы стержневой части конструкции. Масса стержней равна
т = plnF.
ст
Л!ст = pinЛ!ст = pin3卜产(时)2c^kE^3卜产(时)2c^kE^Используя соотношение (8.17), получим
Л!ст = pin
Л!ст = pin
3卜产(时)2c^kE^
3卜产(时)2c^kE^
ЕА1 )2/3ЕА1 )2/3Или в сравнении с фермой, например, из алюминиевого сплава АМгб получим
ЕА1 )2/3
ЕА1 )2/3
Очевидно, использование мате -Рис. 8.14. Регулируемые опоры
риала тем предпочтительнее, чем в узлах ферм двигателей меньше величина отношения m . Как показывают результаты расчета, прн нормальных температурах (Г = 20 °C) наиболее выгодно в весовом отношении использование бериллиевых» магниевых, алюминиевых сплавов и сталей. При температурах 200...300 °C и выше наибольшую весовую эффективность имеют бериллиевые, титановые сплавы, сталь и т.д.
Промышленность в настоящее время освоила изготовление трубок из композиционного материала (волокна бора + металлическая матрща из АМгб). Эти трубки имеют законцовки из АМгб.
Глава 9
РАМЫ В КОНСТРУКЦИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
Рамные конструкции находят применение для крепления грузов в герметичных контейнерах, а также для установки двигателей в отсеках больших габаритных размеров.
Различия в их конструкции в основном определяются требованиями, предъявляемыми к жесткости конструкции, которле значительно выше у рам, предназначенных для крепления двигателей. Применение рам для крепления двигателей целесообразно в тех случаях, когда использование ферменных конструкций затруднено из-за малой строительной высоты зоны крепления либо из-за несоответствия габаритных размеров двигателей и размеров поперечного сечения ракеты-носителя.
ФОРМИРОВАНИЕ ЗГ^^Г^ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВОЙ СХЕМЫ
РАМ
加人产^^^j^4^ Важным этапом в разработке клструкции ^х ^"^^С、5 3 рам является разработка кснютруктив- ю^^^^ но-силовой схемы рамы, которая позволяет "2выявить основные ситкжые элементы кон
струкции, и схему передачи усилий. На Рис. 9.1. Схема рамной рис.9.1 показана простейшая схема рамной конструкцииконструкции для крепления четырех дви
гателей. К<»клруктивно-сил(жую схему рамной коютрукида образуют балки 1, пересекающиеся под прямым углом.
Балки имеют верхний 4 и нижний 3 пояса, которые воспринимают изгибающий момент. Fig этом один пояс 4 работает на растяжение, другой 3 — на сжатие.
Стенка балки 5 воспринимает поперечную силу.
Передача усилия от каждой балки на ракету-носитель осуществляется с помощью силового кронштейна 2, который имеет переменное сечение и воспринимает изгибающий момент и поперечную силу.
Расчетные силы, действующие на раму вдоль продольной оси ракеты-носителя и перпендикулярно к ним, определяются соотношениями (8.1) и (8.3).
В случае использования пов^хугных двигателей необходимо, чтобы плоскость качания их совпадала с продольной осью балки рамной конструкции. При этом балка дополнительно нагружается продольной силой. Отклси^ение двигателя в плоскости, перпендикулярной продольной оси балки, недопустимо, так как конструкция балки не воспринимает возникакндай крутящий момент.
Под действием внешних нагрузок каждая балка нагружается иа'иба- юшим моментом и перерезывающей силой. Основную массу балки составляют ее пояса, в которых при изгибе воашкают основные усилия (рис.9.2). При проектировочном расчете эти усилия можно определить по следующей зависимости：
мр
5P =S₽ =罟，
раст сж /1
где h - расстояние между центрами тяжести сечений поясов.
Потребная площадь пояса балки в общем случае определяется так:、 п о
где о — допустимое напряжение в поясах балок.
Рис. 9.2. Уснлня н эпюры напряжений в балках рамыПри этом в поясе, в котором возникают растягивающие напряжения в качестве допустимого напряжения берется % а в сжатом поясе о . Эпюрыкр гнормальных напряжений о иРис. 9.2. Уснлня н эпюры напряжений в балках рамыПри этом в поясе, в котором возникают растягивающие напряжения в качестве допустимого напряжения берется % а в сжатом поясе о . Эпюрыкр гнормальных напряжений о икасательныхкасательныхнапряжений тп приведащ нанапряжений тп приведащ на
Рис. 9.2. Уснлня н эпюры напряжений в балках рамы
При этом в поясе, в котором возникают растягивающие напряжения в качестве допустимого напряжения берется % а в сжатом поясе о . Эпюры
кр г
нормальных напряжений о и
Рис. 9.2. Уснлня н эпюры напряжений в балках рамы
При этом в поясе, в котором возникают растягивающие напряжения в качестве допустимого напряжения берется % а в сжатом поясе о . Эпюры
кр г
нормальных напряжений о и
касательных
касательных
напряжений тп приведащ на
напряжений тп приведащ на
рис.9.2.
Форма и размеры поперечных сечений поясов балки м（яуг быть различными. С точки зрения минимальной массы конструкции идеальными считаются балки с небольшим моментом сопротивления изгиба W, Балка
с одинаковыми верхним и нижним поясами, удаленными на максимальное расстояние от нейтральной оси, будет теоретически обладать наибольшим моментом сопротивления
где F - площадь сечения поясов; " - максимальная высота балки,
которая определяется требованиями компоновки.
В стенке балки возникают касательные напряжения т. Чтобы стенка не потеряла устойчивость, необходимо выполнение условия т < т , кр где т р - критическое напряжение, которое определяется по формуле
2
1 + р + р
b0,瞅e八 *. l С 3,8
где V = — ; т = — , т = 0,65а ; к = 5,6 + — ; а и
% з （6/6）2 вв（а/Ь）2
b - соответственно длинная и короткая стороны пластины （а/b > 1）.
Толщину стенки выбирают из условия
6=4
кр
где g - погонная касательная сила в стенке.
Для повышения % мнки балки подкрепляют стойками, пр<чем наиболее выгодными считаются стойки с отношением Л/5 порядка 80... 100.
Рис. 9.3. Поперечное сечение балкн (для расчета момента ннерцни редуцированного сечення единичной шнрнны)
При подбою сечений стоек можно воспользоваться следующим соотношением:
声N оз
где F - площадь сечения подгфепляющей ст
стойки; / - расстояние между стойками.
Пояса балок конструктивно выполняются из полосы, подкрепленной уголками. При малом шаге закрепок полоса и уголки м<хут совместно потерять устойчивость. Для опре- делошя гджтическото напряжения следует воспользоваться выражением
0,9АЕ
(6/5)2
где А - коэффициент, учитывающий огк^ные условия стенки (для стенки без свободного края 友=4, для стенки со свободным краем k = 0,45); 6/6 - гибкость плоской стенки.
Если полоса и уголки изготовлены из разных материален, то необходимо в выражение 6/8 подставить поведенную толщину 5 , которую
пр
найдем из условия равенства моментов инерции, определяемых по формуле
(9.1)
-момент инерции редуцированного сечения балки-полоски
единичной ширины (рис.9.3) относительно нейтральной оси х - х.
Редуцирование, учитывая изгиб, производится по ширине уголка Тогда момент инерции J# можно записать в следующем виде:
где 屮=Е"Е\ - редукционный коэффициент уголка при работе материала в пределах пропорциональности.
Подставляя полученное выражение J# в 9.1, получим
2 * 32 * 3
2 * 3
2 * 3
КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ И ЭЛЕМЕНТОВ РАМ
Конструкция рамы зависит от схемы приложения внешних нагрузок и заданной строителыюй высоты Я.
Она состоит из двух основных конструктивных элементе»: кронштейна, через который осуществляется соединение рамы с ракетой- носителем, и балок (целых и разрезных), воспринимающих внешние нагрузки.
Наиболее распространенный вид конструкции балок - тавровый (рис.9.4,а...г). При малой строительной высоте конструкции балки выполняются в виде целого таврового профиля (см. рис.9.4,а), а при
Рнс. 9.4. Виды возможных сечений балокРнс. 9.4. Виды возможных сечений балок晦晦dd
Рнс. 9.4. Виды возможных сечений балок
Рнс. 9.4. Виды возможных сечений балок
晦
晦
d
d
Рис. 9.5. Варианты подкрепления стенки балки:О — уголком; 6 — выштамповкой в стенкебольших строительных высотах ее целесообразно как показано на рис.9.4,6, в, г.Рис. 9.5. Варианты подкрепления стенки балки:О — уголком; 6 — выштамповкой в стенкебольших строительных высотах ее целесообразно как показано на рис.9.4,6, в, г.выполнять сборной,
Рис. 9.5. Варианты подкрепления стенки балки:
О — уголком; 6 — выштамповкой в стенке
больших строительных высотах ее целесообразно как показано на рис.9.4,6, в, г.
Рис. 9.5. Варианты подкрепления стенки балки:
О — уголком; 6 — выштамповкой в стенке
больших строительных высотах ее целесообразно как показано на рис.9.4,6, в, г.
Конструкция коробчатого типа (см. рис.9.4,д) обладает по сравнению с другими видами сечении повышенной жесткостью, но значи- телыю сложнее в конструктивном исполнении и ее целесоо^)азгю применять при значительных строительных высотах балок.
Конструкция балки состоит из верхнето и нижнето снятых поясов, стенки и элементов» нотные соединяют пояса со стенкой.
Пояс - наиболее натруженный элемент конструкции рамы, и его выполняют в ваде полосы из выожопрочных сплавов типа ДЭ5 или из стали. Так как один пояс балки нагружен сжимающим усилием, а другой -растягивающим, то сжатый пояс вьнюдажгг из материала с высоким модулем на сдвиг.
Стенка выполняется из листового матфиала типа Д16Т. Для повышения устойчивости конструкции от сжимающих усилий ее подкрепляют стойками, выполненными из прессованных уголков, а в промежутках между стойками делаются выштамповки, как показано на рис.9.5,а и б.
В балках коробчатого типа устанавливаются стенки, конструкция которых показана на риС.9.6. С целью обеспечения технологичности сборки балки в стенках делают отверстия с отбортовкой краев и выполняют штамповкой из листового матфиала типа Д16Т.
В некоторых случаях возникает необходимость одновременного подкрепления стенки и пояса балки (рис.9.7). В качестве подкрепляюще-
A-AA-A44Рис. 9.6. Подкрепление балки короб- Рис. 9.7. Подкрепление пояса чатого сеченияи стенки балкиРис. 9.6. Подкрепление балки короб- Рис. 9.7. Подкрепление пояса чатого сеченияи стенки балки
A-A
A-A
4
4
Рис. 9.6. Подкрепление балки короб- Рис. 9.7. Подкрепление пояса чатого сеченияи стенки балки
Рис. 9.6. Подкрепление балки короб- Рис. 9.7. Подкрепление пояса чатого сеченияи стенки балки
го элемента используется кронштейн, ыяполняемый из материала Д16Т методом фрезерования.
В местах приложения сосредоточенных сил необходимо обеспечить одновр^енную передачу усилий на верхний и нижний пояса балок. Это достигается постановкой силовых кронштейнов, которые подкрепляют пояса и стенку балки (рис.9.8).
Для обеспечения равнопрочности в местах установки усиливающих кронштейнов пояс балки необходимо выполнять шире с тем, чтобы сохранить площадь поперечного сечения постоянным. Конструктивно рама состоит из целых и разрезных балок (рис.9.9). Пояса перестыковывают накладками, причем ширину накладки и пояса увеличивают в этом месте, учитывая этим ослабление сечения за счет отверстий под крепеж. Стенки балок перестыковывают с помощью кронштейнов. При этом кронштейны используют и для перестановки элементов конструкции балки, соединяющих пояс и стенку. Такое крошение позволяет избежать искривления линии действия силы в поясе и появления дополнительных изгибающих моментов.
Соединение стенок целесообра^о производить в местах устаноы<и стоек» чтобы избежать лишних деталей. Однако в случае необходимости стенка перестыковывается накладками с двух сторон с той же толщиной, что и стенка (рис.9.10). Поперечная сила Q передается накладкой на заклепки, которые работают на срез от силы Р, являющейся
Рис.9.8. Подкрепление балки в местах приложения сосредоточенных
сил
Рис. 9.9. Конструкция мест перестыковки балок
геометрической суммой сил % и Pj
Pc = Q , где л - число заклепок;
Q л
где М - момент силы Q относительно цетгра жесткости (ц.ж); г
расстояние заклепки до центра жесткости.
Заклепки ставят в несколько рядов, соблюдая следующую мость в шагах (см. рис.9.10):
форма и размеры силового кронштейна зависят от ксжструкиии балок и по внешнему виду повторяют вид эпюры изгибающего момента. Кронштейн выполняется из высокопрочного алюминиевш) сплава типа АК4, АК6.
К^струкция соединения поясов и стенки кронштейна и балки осуществляется тем же способом, о котором было сказано ранее.
На рис.9.11 показана инструкция силового кронштейна крепления балки тавровш) сечения к ракете-носителю. В месте изгиба по5юа кронштейна необходимо предусмотреть ре^х), ко-
Рис.9.10. Схема перестыковкиРис.9.10. Схема перестыковкистенок балокстенок балокРис.9.11. Конструкция силовогоРис.9.11. Конструкция силового
Рис.9.10. Схема перестыковки
Рис.9.10. Схема перестыковки
стенок балок
стенок балок
Рис.9.11. Конструкция силового
Рис.9.11. Конструкция силового
кронштейна
торое будет нагружено сжимающей силой Р ：
Р = S cosa,
где「к - усилие в ребре кронштейна； S - усилие в поясе; a - угол наклона между поясом и ре^х)м.
Напряжт1е о в ребре определяется следующем о^)азом：
Р к
где 尸р - площадь сечения ребра.
Сжимающие усилия приводят к местной потере устойчивости ребра.
В этом случае напряжение о определяется по следующаиу выражениюкр
кр “
где k - коэффициент заделки краев ребра, k = 0,45； h - ширина ребра; 6 - ширина полки.
Напряжение。坤 должно превосходить действующее напряжение о .
Пр< эксплуатации балка кроме нагрузок, о которых было сказано ранее, подвергается дополнительно вибрационным нагрузкам, возника- юцщм при работе двигателей. Линия действия этой нагрузки может проходить не обязательно через центр жесткости сечения. В большинстве случаев она проходит на расстоянии, которое определяется суммой допусков на изготовление и сборку кдаструкиии (рис.9.12). Если линия действия нагрузки не проходит через центр жесткости, то по-
Рис. 9.12. Схема приложения внешней нагрузки с учетом допусков на изготовление балокРис. 9.12. Схема приложения внешней нагрузки с учетом допусков на изготовление балок
Рис. 9.12. Схема приложения внешней нагрузки с учетом допусков на изготовление балок
Рис. 9.12. Схема приложения внешней нагрузки с учетом допусков на изготовление балок
Рнс. 9.13. Конструкция подкрепления балок таврового сечения: |《 / — уголкн подкрепления; 2 — обшивка 用 является крутящий момент, который возникает в плоскости, перпендикулярной продольной оси балки, и вызывает крутильные колебания. Соытадение частот собственных и Ыэшужденных колебаний вызывает резонансные колебания, которые разрушают конструкцию. Избежать этого можно увеличением площади сечения балки, повышением точности ее изготовления или выбором более рационального сечения, обладающего большей жесткостью. Однако увеличение площади сечения балки невыгодно» так как конструкция становится более тяжелой. Целесообразней подбирать профиль ее сечения с большей жесткостью и большим моментом сопротивления кручению. Этим требованиям отвечают балки коробчатого сечения, но они отличаются сложностью изготовления и плохой технологичностью конструкции. В балках таврового сечения крутильные колебания можно избежать ограничением угловых перемещений поясов за счет подкрепления их обшивкой и уголками (рис.9.13). Подобные дфаботки практически не увеличиваются трудоемкости изготовления балки и мало влияют на ее массу.
Рамная конструкция изготавливается из алюминиевых и титановых сплавов, высокопрочных сталей.
Пояса балок изготавливаются большей частью из прессованных или катанных толстостенных профилей. Иногда пояс усиливают полосами из стали или титана. Двутавроы^е монолитные балки могут применяться при малой строительной высоте и незначительных нагрузках. Стенки и стойки выполняют из листового материала. В отдельных случаях стойки выполняют из прессованных профилей обычно уголков(их) сечения.
Кронштейн крепления балки к ракете-носителю выполняют из по- к(жки с дополнительным фрезерованием.
Механические характеристики основных конструктивных матф1ал(ж приведены в табл. 6.10.
Глава 10
КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ СОЕДИНЕНИЯ ОТСЕКОВ
РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
ТИПЫ СОЕДИНЕНИИ ОТСЕКОВ И ТРЕБОВАНИЯ.
ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К НИМ
Работоспособность конструкции корпуса ракеты-носителя во многом определяется безотказностью узлов соединения различных отсеков друг с другом. В зависимости от компоновочной схемы ракеты- носителя, конструктивно-силовой схемы соединяемых отсеков, условий производства и эксплуатации м<яуг использоваться различные типы соединении отсеков. В общем случае их можно классифицировать по назначению и конструктивному исполнению.
По назначению узлы соединения отсеков можно подразделить на функияшальные, технологические и эксплуатационные. Функциональные узлы необходимы для реализации схемы функционирования ракеты- носителя, заложенной при ее проектировании. Как правило, это разъемные в полете соединения, обеспечивающие отделение отработавших ступеней ракеты-носителя либо сброс отдельных отсеков корпуса ступени (например, сброс головных обтекателей и хвостовых отсеков верхних ступеней ракеты-носителя).
Технологические узлы обеспечивают удобство изготовления, сборки, контроля и испытаний отсеков ракеты-носителя. Применение этих разъемов позволяет повысить технологичность конструкции ракеты за счет расширения работ, автоматизаиии производственных процессов и т.д.
При проработке членения ракеты-носителя необходимо также учитывать соображения удобства, простоты и безопасности ее эксплуата-
Рис. 10.1. Характерные типы узлов соединения отсеков ракеты - носителя: О — соединение межбакового отсека с топливными баками: 6 — соединение распорного шпангоута с корпусом РН: в - разъемный стык между ступенямиРис. 10.1. Характерные типы узлов соединения отсеков ракеты - носителя: О — соединение межбакового отсека с топливными баками: 6 — соединение распорного шпангоута с корпусом РН: в - разъемный стык между ступенямиции. В частности, для транспортировки ракеты-носителя от завода-иэтот(№геля к месту старта требуется предусмотреть необходимость членения ее корпуса на отдельные блоки, размерность которых определяется возможностями располагаемых транспортных средств.Конструктивное исполнение узлов соединения отсеков во многом определяется характером их функционирования в полете. Для неразъемных в полете узлов используются сварные или фланцевые соединения. В первом случае может применяться либо точечная сварка (рис. 10.1,о), либо сварка встык (рис.10.1,6). Фланцевые соединения требуют установки стыковочных шпангоутов и элементов крепления (болтов,ции. В частности, для транспортировки ракеты-носителя от завода-иэтот(№геля к месту старта требуется предусмотреть необходимость членения ее корпуса на отдельные блоки, размерность которых определяется возможностями располагаемых транспортных средств.Конструктивное исполнение узлов соединения отсеков во многом определяется характером их функционирования в полете. Для неразъемных в полете узлов используются сварные или фланцевые соединения. В первом случае может применяться либо точечная сварка (рис. 10.1,о), либо сварка встык (рис.10.1,6). Фланцевые соединения требуют установки стыковочных шпангоутов и элементов крепления (болтов,РН: 3 — соединение хвостового отсека с топливнымРН: 3 — соединение хвостового отсека с топливнымшпилек, гаек) (рис. 10. Lг).Как правило, меньшая масса достигается при использованиишпилек, гаек) (рис. 10. Lг).Как правило, меньшая масса достигается при использованиисварных соединении. Однако использование этих соединений усложняет доступ к агрегатам в отсеке для их замены или демодтажа всварных соединении. Однако использование этих соединений усложняет доступ к агрегатам в отсеке для их замены или демодтажа в
Рис. 10.1. Характерные типы узлов соединения отсеков ракеты - носителя: О — соединение межбакового отсека с топливными баками: 6 — соединение распорного шпангоута с корпусом РН: в - разъемный стык между ступенями
Рис. 10.1. Характерные типы узлов соединения отсеков ракеты - носителя: О — соединение межбакового отсека с топливными баками: 6 — соединение распорного шпангоута с корпусом РН: в - разъемный стык между ступенями
ции. В частности, для транспортировки ракеты-носителя от завода-иэтот(№геля к месту старта требуется предусмотреть необходимость членения ее корпуса на отдельные блоки, размерность которых определяется возможностями располагаемых транспортных средств.
Конструктивное исполнение узлов соединения отсеков во многом определяется характером их функционирования в полете. Для неразъемных в полете узлов используются сварные или фланцевые соединения. В первом случае может применяться либо точечная сварка (рис. 10.1,о), либо сварка встык (рис.10.1,6). Фланцевые соединения требуют установки стыковочных шпангоутов и элементов крепления (болтов,
ции. В частности, для транспортировки ракеты-носителя от завода-иэтот(№геля к месту старта требуется предусмотреть необходимость членения ее корпуса на отдельные блоки, размерность которых определяется возможностями располагаемых транспортных средств.
Конструктивное исполнение узлов соединения отсеков во многом определяется характером их функционирования в полете. Для неразъемных в полете узлов используются сварные или фланцевые соединения. В первом случае может применяться либо точечная сварка (рис. 10.1,о), либо сварка встык (рис.10.1,6). Фланцевые соединения требуют установки стыковочных шпангоутов и элементов крепления (болтов,
РН: 3 — соединение хвостового отсека с топливным
РН: 3 — соединение хвостового отсека с топливным
шпилек, гаек) (рис. 10. Lг).
Как правило, меньшая масса достигается при использовании
шпилек, гаек) (рис. 10. Lг).
Как правило, меньшая масса достигается при использовании
сварных соединении. Однако использование этих соединений усложняет доступ к агрегатам в отсеке для их замены или демодтажа в
сварных соединении. Однако использование этих соединений усложняет доступ к агрегатам в отсеке для их замены или демодтажа в
процессе изготовления и эксплуатации ракеты-носителя.
Для разъемных в полете стыков широкое применение нашли пиробол- ™ (разрывные болты), пирозамки и линейные подрывные заряды.
Разъемное соединение ступеней ракеты-носителя с использова- нием пироболта показано на рис. 10.1 .в . При подрыве заряда корпус болта разрушается и силовая связь между ступенями ракеты-носителя ликвидируется. Разлет осколка болта может привести к повреждению близлежащих элементов конструкции ракеты -носителя. Поэтому пироболты защищают закрытыми фитингами. Достоинством пирозамков является отсутствие осколков при их срабатывании. Применение линейного подрывного заряда позволяет перейти к бесфланцевому соединению отсеков, обладающему лучшей массовой эффективностью.
При разработке кодструкции стыковочных узлов необходимо учиты-
вать требования, вытекающие из условий функционирования, производства и эксплуатации ракеты-носителя.
Выполнение этих требований достигается рациональным hw&^om кадструктивно-силовой схемы соединения и материалов стыковочных узлов, а также тщательностью проведения расчетов на прочность. С целью минимизации массы соединяемых отсеков необходимо стремиться к более равномерной передаче усилий между ними. Удовлетворение этого требсжания заставляет увеличивать число болтов во фланцевом стыке либо использовать бесфланцевое соединение (сварное). Для разделяемых в полете стыков важным функциональным требованием является обеспечение надежного разрыва силовой связи между отдельными отсеками в требуемый момент времени. Для обеспечения надежности разделения требуется уменьшать число пироболтов в стыке» хотя это и приводит к ухудшению массовых характеристик соединяемых отсеков.
Кроме того, для разъемных в полете стыков необходимо предусматривать установку специальных гладких шпилек (штырей), предотвращающих соударение отделяемых объектов в начальный момент расхождения блоков.
Наконец, для стыков с пироболтами предусматриваются кодструк- тивные мератриятия по защите агрегатов, расположенных в отсеке, от осколков, образующих при разрыве болта.
Для обеспечения технологичности конструкции стыковочных узлов требуется простота конструкции, удобство проведения сборочных работ, приемлемая точность изготовления. С точки зрения удовлетворения этих требований для удобства проведения сборочных работ в районе крепежных узлов предусматривают специальные вырезы, а также устанавливают карманы, предохраняющие от попадания внутрь отсека посторонних предметов (шайб, гаек, болтов). При изготсжлении фланцевых стыков к ним предъявляются требсжания по плоскостности шпангоутов и точности постановки направляющих штырей и болтов. Удовлетворение этих требований обеспечивает надежную работу элементов стыковочных узлов. Кроме того, для предотвращения искривления оси ракеты-носителя при использовании фланцевых стыков необходимо выдерживать требования по перпендикулярности плоскости шпангоута оси изделия и параллельности плоскостей стыковочных шпангоутов отсека.
Эксплуатационные требования, предъявляемые к стыковочным узлам, вытекают из соображении удобства и простоты эксплуатации ракеты- носителя. Для удовлетворения этих требований в конструкции стыковочных узлов предушатриваются специальные лючки для доступа к крепежным деталям и быстроразъемные соединения. Если в процессе эксплуатации предполагается частая расстыковка отсеков, в шпангоутах из легких сплавов устанавливаются стальные втулки.
КОНСГРУИГОВАНИЕ СТЫКОВОЧНЫХ ШПАНГОУТОВ И УЗЛОВ СОЕДИНЕНИЯ ОТСЕКОВ
Особенности функционирования стыковочных узлов
Стыковочные узлы осуществляют свя^э между отсеками кортуса РН, передавая нагрузки от одной части ктструкиии к другой. В о&цем случае на соединяемые отсеки конструкции РН действуют осевое усилие, изгибающий момент и пд)ерезывающая сила. Характер пд)еначи этих силовых факторов от одного отсека к другому зависит от вада соединения. Использование сварных соединений не искажает характера нагружения отсеков в окрестности этих соединении, и поэтому для обеспечения их работоспособности используются те же методы, кото- 卩aie применяются при конструировании сухих отсеков. Однако для стыковочных узлов, использующих болтовые соединения, характер нагружения соединяемых отсеков в области, прилегающей к крепежным узлам, существенно отличается от нагружения остальной части конструкции.
Особенность функционирования оболочки в окрестности стыка состоит в том, что нагрузки передаются от одного отсека к другому с помощью сосредоточенных сил, возникающих в элементах крошения отсеков от растягивающих усилий и изгибающих мшентов, действующих в рассматриваемом сечении корпуса РН. Для восприятия этих сосредоточенных сил в районе их приложения оболочка отсека подкрепляется лонжеронами либо усиленными стрингерами и шпангоутами. Лонжероны (усиленные стрингеры), принимая на себя сосредоточенную нагрузку от стыковочного узла, постепенно перераспределяют ее на обшивку с помощью усилий сдвига. Согласно принципу Сен-Ъенана по мере удаления от места приложения сосредоточенных сил происходит выравнивание напряжений в сечениях отсека. Длина зоны затухания напряжений зависит от величины сосредоточении силы, габаритных размеров отсека, толщины обшивки и жесткости стыковочного шпангоута.
Характер изменения максимального напряжения о(х) по длине отсека х можно представить в виде
2P *
° ⑴=点 е , (10.1) где k - некоторый безразмерный коэффициент； Р - сосредоточенная сила; R - радиус отсека.
Для гладкой оболочки коэффициент k имеет порядок G/R , где 5 - толщина оболочки. Для подкрепленной оболочки интенсивность затуха- 328
ния зависит' от параметров продольного набора и жесткости стыковочных шпангоутов.
Таким образом, задача нроаггирования фланцевых стыков должна решаться совместно с одежой работоспособности всего отсека. Rj6op рациональных параметров стыковочных шпангоутов и элементов продольного набора должен обеспечивать минимальную массу отсека при сохранении его работоспособности.
Для решения поставленной задачи требуется определить сосредоточенные нагрузки, приходящие на стыковочные шпангоуты от узлов креплашя стыков, и нрсжести расчет болтовых соединений. Выбор параметров стыковочных болтов рассмотрен в следующем разделе.
Болтовые соединения
К основным задачам проектировочного расчета болтовых соединений относятся: обоснсжание числа и размера болтов; обеспечение нерас- крытия стыка. Правильный выбор параметров болтов обеспечивает их неразрушение в процессе эксплуатации РН. Раскрытие стыка ухудшает работоспосо&юсть фланцевого соединения, так как при этом возрастают усилия на болты. Особенно опасно раскрытие стыка при действии переменных нагрузок, так как при этом появляются дополнительные воздействия ударного характера. Для предотвращения раскрытия стыка резьбовое соединение предварительно затягивают. Таким образом, задачи выбора параметров болтов и назначим усилий их предваритель
ной затяжки оказываются взаимосвязанными. Для учета этой взаимосвязи проанализируем функционирование болтового соединения, затянутого силой Qq. При проведении анализа представим стягиваемые детали эквивалентными по жесткости втулками, нагружт1ыми согласно схеме, представленной на рис. 10.2.
Очевидно, усилие затяжки Q。 вызывает удлинение болта 8°, равдое
8о = XoQo'
где 入° - коэффициент податливости болта.
элементов фланцевого стыка при затяжке болтовэлементов фланцевого стыка при затяжке болтовВ то же время при затяжке
элементов фланцевого стыка при затяжке болтов
элементов фланцевого стыка при затяжке болтов
величинувеличину%:%:произойдет уксфочение стягиваемых фланцев на 斗=人凡
величину
величину
%:
%:
где 入］-коэффициент податливости фланцев.
После приложения клешней нагрузки Р болт получит удлинение △/. При этом усилие на болт возрастет на величину
△Р = Д/Ао.(10.2)
Соответственно усилие на стыке уменьшится на величину
△Q = &/Х「(10.3)
Так как после приложьия нагрузки Р и завершения деформации болтовое соединение придет в состояние равновесия, справедливо равм ство
厂 + г— = Р.(10.4)
Разрешая соотношение (10.4) относительно △/ и подставляя полученное выражение в соотношение (10.2), найдем величину даюлни- тельного усилия на болт：
△Р = ",(10.5)
где х =入］/(入° + 入丿-коэффициент основной нагрузки.
Таким образом, при нагружении соединения силой Р усилие болта возрастет только на величину хР・ Поэтому затяжка резьбового соединения является весьма эффективным способом снижения амплитуды переменной нагрузки, приходящей на болт.
С учетом предварительной затяжки Q。полное усилие на болт будет равно
Q^ = Q。* "二 Q。+ ХР・(Ю.6)
Соответствию давление на стыке Q после приложения усилия Р уменьшится:
Qc = Qo -气=Q° - (1 - x)P・(Ю.7)
Условие нераскрьпия стыка состоит в том, чтобы в любой точке стыка оставались напряжения сжатия； т.е. должно выполняться условие
Q > 0.(10.8)
с
Рис. 10.3. Расчетная схема фланцевого стыка:О — схема определения площади эквивалентной втулки; 6 ределення момента ннерцнн болтовРис. 10.3. Расчетная схема фланцевого стыка:О — схема определения площади эквивалентной втулки; 6 ределення момента ннерцнн болтов
Рис. 10.3. Расчетная схема фланцевого стыка:
О — схема определения площади эквивалентной втулки; 6 ределення момента ннерцнн болтов
Рис. 10.3. Расчетная схема фланцевого стыка:
О — схема определения площади эквивалентной втулки; 6 ределення момента ннерцнн болтов
Согласно соотношению (10.7) неравенство (10.8) примет вад
Q。＞ (1 - х)Р・ (Ю.9)
Для расчета коэффициента основой нагрузки, входящей в полученные выше соотношения, необходимо одаить коэффициенты податливости болта и фланцев. Для болта постоянного диаметра % коэффициент по-
датливости рассчитывается по соотношению
00(10.10)(10.10)。где I。— расстояние от торца гайки до торца головки болта： %。где I。— расстояние от торца гайки до торца головки болта： %площадь сечения болта； Е° - модуль упругости материалаКоэффициент податливости фланцев, выполненных из материала, вычисляется по анала'ичному соотношению：площадь сечения болта； Е° - модуль упругости материалаКоэффициент податливости фланцев, выполненных из материала, вычисляется по анала'ичному соотношению：болта.болта.одинаковогоодинакового
0
0
(10.10)
(10.10)
。
где I。— расстояние от торца гайки до торца головки болта： %
。
где I。— расстояние от торца гайки до торца головки болта： %
площадь сечения болта； Е° - модуль упругости материала
Коэффициент податливости фланцев, выполненных из материала, вычисляется по анала'ичному соотношению：
площадь сечения болта； Е° - модуль упругости материала
Коэффициент податливости фланцев, выполненных из материала, вычисляется по анала'ичному соотношению：
болта.
болта.
одинакового
одинакового
00(10.11)
0
0
где Е] - модуль упругости материала стыковочных шпангоутов;厶- площадь поперечного сечения эквивалентной втулки.
При оценке площади 厶 принимают, что деформация распространяется в материале фланцев по конусам с угле»! полураствора а = 30 (рис. 10.3,а). Для упрощения расчетов конусы заменяют полым цилиндром, эквивалентным им по объему. Внутренний диаметр цилиндра при-
нимается равным диаметру отвфстия во фланце.. Тогда внопний диаметр D[ будет равен
А! + А2
где D - наружный диаметр гайки.
.Тогда величина 人 может быть рассчитана как площадь кольца:
4 I вн
С учетом соотношений (10.10), (10.11) выражение для коэффициента основной нагрузки примет вид
изизX м / /Е f ^ I /Е fo' о'о о7 г 1X м / /Е f ^ I /Е fo' о'о о7 г 1* l EJ/EJo* l EJ/EJo(10.12)(10.12)
из
из
X м / /Е f ^ I /Е fo' о'о о7 г 1
X м / /Е f ^ I /Е fo' о'о о7 г 1
* l EJ/EJo
* l EJ/EJo
(10.12)
(10.12)
Предложенный выше подход может быть использован для расчета групповых болтовых соединении. В дальнейшем остановимся более подробно на расчете кольцевого стыка, типичного для соединении отсеков ракеты-носителя.
При проведении анализа будем считать, что длины и площади сечении всех болтов и эквивалентных втулок одинаковы. Тогда в предположении, что элементы соединения имеют одинаковую податливость, а полки шпангоута однородны, выражение для оцажи напряжений в болте при действии осевого усилия Аг и изгибающего момента 彼 примет вид (см. рис.10.3,6)
俨 мР ]
где 尸。-площадь сечения всех болтсж； { — момент инерции сечении л 2
болтов. Очевидно 丿。二 Е 'о*，
Коэффициент основной нагрузки х рассчитывается по соотношению (10.12). Для проведения конкретных расчетов требуется раскрыть выражения для 尸о и J。. Очевидно, площадь сечения можно представить в виде
где л - число болпж； % - площадь сечашя одншх) болта.
Момент инерции 丿。может бьпъ оценен ^)ез мсжленг инерции кольид равновеликой площади, а именно:
nf = 2ttR8, О
где R - радиус окружности f проходящей по оси болтсж； 8 - толщина кольца-
Тогда момент инерции J。запишется так:
Очевидно, расчет на прочность стыка должен производиться для наиболее нагруженного болта. С учетда полученных соотношении выражение для максимального напряжения {у, = R) будет иметь вид
Соотношение (10.13)通жно выраапъ ^)ез эквивалентную осевую силу
А/Р
『=戸-\(кн4)
оу где ЭКВА
Таким образом, усилие, приходящее на наиболее нагруж^шый болт от действия ос^ой силы и изгибакйцах) момента, будет равно
№\
Полное усилие, действующее на болт с учетом затяжки, оденива- ется по соотношению (10.6).
где 4 - усилие затяжки.
(10.16)(10.16)Усилие затяжки выбирается от условия нераскрьггия стыка (10.9). При проведении расчетов《оценивается по соотношению
(10.16)
(10.16)
а 7 Р (1-Х)，
0 ст экв
где q - коэффициент запаса по усилию затяжки стыка, ст
Для статических нагрузок 17 = 1,25...1,5. При переменных наст
грузках значения q принимают большими (порядка 2,5…4), чтобы уменьшить влияние переменной нагрузки.
С учетом (10.16) выражьие (10.15) примет вад
& У X)+ X吃•
Напряжение в поперечном сечении болта от действия растягивающего усилия 4 будет равно
где 4 - площадь сечения болта по внутреннему диаметру резь^л.
Псжшмо растягивающих напряжении，при оценке работоспосо&^ости болта необходимо учесть закручивание во стержня при затяжке. При 9TW в поперечном сечении болта возникают касательные напряжения
МР
丿=—
/'
б
где "р = О/гО^.
Результаты» полученные ылпе, позволяют оценить максимашшые напряжения, действующие в болте:
J = fe о , б max прив б
где к =где к =ициент приведения.ициент приведения.
где к =
где к =
ициент приведения.
ициент приведения.
飞Обычно величина kОчевидно, величина а б飞Обычно величина kОчевидно, величина а б
飞
Обычно величина k
Очевидно, величина а б
飞
Обычно величина k
Очевидно, величина а б
лежит в Диапазоне значений 1,3...1,7.
^^ не должна превышать предела прочности
материала болта о .
При назначении о необходимо учитывать некоторое снижав прочности резьбовой детали при затяжке. При проведении расчетов можно принять
[а 1= 0,85а •
I в」затв
Полученные результаты позволяют рассчитать площадь сечошя болта, обеспечивающую его работоспособность：
内 Е(1 - X)+ х】
(10.17)(10.17):=々 зкв н
(10.17)
(10.17)
б прив 0,85GB
Необходимое усилие затяжки, гарантирующее нераскрытие стыка, рассчитывается по соотношению (10.16). Как показывают расчеты» значения коэффициента основной нагрузки х лежит в диапазоне 0,2 …03
Напряжение, возникающее в болте при его затяжке, согласно (10.16) будет равно
(10.18)(10.18)о =产5- (J 一 x)q .(
(10.18)
(10.18)
s 『CT
о
С учетом соотношения (10.17) выражение (10.18) примет вад
0.85。прив0.85。прив(1 - Х)П
0.85。
прив
0.85。
прив
И (1 - X) + X ст
Соотношение позволяет оденить напряжение затяжки, обеспечивающее нераскрытие стыка, для типичных значений коэффициентов k ^, т? и y. В частности, принимая k = 1,5; п = 1,35 и y = 0,25, стпривст
получим о = О.Дба^.
Учитывая, что предел текучести для сталей 0。？ = 0,7。，найдем
。3 = a叫,2•
Рекомендуемые напряжения затяжки для болтов из легированных сталей лежат в диапазоне (0,5...0,6)а^ ?, а для болтов из углеродистых сталей - в диапазоне (0,6...0,7)а
0,2
Для использования предложенной выше методике требуется знание расчетного усилия на болт 匕，Оно будет зависеть от эквивалент
ной нагрузки, приходящей на стык, и числа болтов в стыке:
Л/Р
экв Л '
Эквивалентная нагрузка рассчитывается по соотношению (10.14). Число болтов следует назначать из условия более равномернее пере-
дачи усилий на отсек. С этой точки зрения целесообразно соединять отсеки большим числом болтов. Действительно» согласно соотношению (10.1) действующие напряжения в районе узла крепления убывают с уменьшением усилия Р, и, следовательно, с увеличением числа болтов в стыке. Однако для соединения отсеков не рекомендуется применять болты диаметром менее чем 10... 12 мм, так как при затяжке обычными ключами может произойти их разрушение.
Рассмотренные выше соображения справедливы только для стык(ж, неразделяемых в полете.
Отделимые в полете отсеки РН соединяются ограниченным числом пироболтов или замков. Это связано с тем, что с увеличением числа болтов снижается надежность разрыва силовой связи между отделяемыми блоками ", так как
Н = йП,
где й - надежность срабатывания одного пироболта; л — число пироболтов.
При малом числе болтов использование оценки (10.14) может при
В этом случае для расчетаВ этом случае для расчета00вести к существенным погрешностям.
В этом случае для расчета
В этом случае для расчета
0
0
целесообразно пользоваться точным соотношением.
Знание числа болтов позволяет оценить нагрузку, приходящуюся на один болт, и определить его площадь по соотношению (10.17).
Расчетное усилие 片^，Действующее на болт, определяет также нагружение, приходящееся на стыковочный шпангоут.
Конструирование стыковочных шпангоутов
Задача конструирования стыковочного шпангоута состоит в определении формы профиля сечения, его высоты, толщины стенок. Конструкция стыковочных шпангоутов в ракетах-носителях обычно выполняется сборной из прессованных профилей и листового материала, соединенных клепкой. Для обеспечения необходимой жесткости и прочности приходится делать их больших размеров. При этом элементы конструкции становятся тонкими и могут потерять свою форму в зоне, работающей на сжимающие нагружи. Стыковочные шпангоуты, конструкция которых показана на рис. 10.4, нагружаются сосредоточенными силами от воздействия частей ракеты-носителя и распределяют эти силы на закрепленные к шпангоуту тонкостенные оболочки. Эти силы могут лежать в плоскости шпангоута, но могут и выходить из нее. Нагрузки ^6
Рнс. 10.4. Конструкции сборных стыковочных шпангоутов
на шпангоут передаются узлами стыка. Дальнейшая передача сил на тоткую обшивку, плохо работающую на сосредоточенные силы, требует, чтобы шпангоут обладал высокой жесткостью в осевом направлении.
При проведении конструкторских расчетов будем рассматривать шпангоуты цилиндрических отсеков без учета упругости оболочки. Расчетная схема и конструктивное исполнение стыковочного шпангоута в большой степени зависит от схемы внешнего нагружения. В ряде случаев схема нагружения определяется в основном силами, перпендикулярными плоскости шпангоута. Для других случаев характерью нагружение силами, лежащими в плоскости шпангоута. Для случая воздействия внешних сосредоточенных сил, перпендикулярных плоскости шпангоута, применима следующая гюследова- тельность расчетов.
Пусть на шпангоут действуют осевая сила
момента /момента Нмомента /момента НРис. 10.5. Внутренние силовые факторы в стыковочном шпангоуте, нагруженном одной сосредоточенной силой NРис. 10.5. Внутренние силовые факторы в стыковочном шпангоуте, нагруженном одной сосредоточенной силой Nкрутящий，М моменты, уравновешиваемые погонными усилиями % которые возникают в конструкции оболочки. Под действием внешних сил в сечениях стыковочного шпангоута возникают внутренние усилия (рис. 10.5), изгибающий момент L, крутящий момент ", поперечная сила К. Эти усилия вызывают нормальные напряжения изгиба ° и
момента /момента Н
момента /момента Н
Рис. 10.5. Внутренние силовые факторы в стыковочном шпангоуте, нагруженном одной сосредоточенной силой N
Рис. 10.5. Внутренние силовые факторы в стыковочном шпангоуте, нагруженном одной сосредоточенной силой N
где W - мшенткгде W - мшенткРнс. 10.6. Поперечное сечение стыковочного шпангоута
где W - мшентк
где W - мшентк
касательные напряжения % и %， которые определяют по следующим выражениям:
Q = ± 尹；т = А ； т =.
丿 кр W к /о сопротивления сечения шпангоута кручению； J*
момент инерции сечения шпангоута относительно оси х； у - расстояние от рассматриваемой точки до нейтральней! оси шпангоута； S* - статический момент части площади сечения, расположенной выше нейтральной оси, относительно этой оси, S* =尸0y°；尸° - часть площади сечения, расположенной выше оси х； у。一 координата центра тяжести площади 尸° (рис. 10.6).
В общем случае решение задачи представляет большую сложность. Она значительно упрощается, если представить решение в виде суммы простейших нагружений стыковочного шпангоута, т.е. отдельно от осевой силы, изгибающего и крутящего моментов.
В справочной литературе для наиболее часто встречающихся ехш нагружения шпангоутов приводятся формулы внутренних усилий. На рис. 10.5 дана схема нагружения шпангоута одной сосредоточенной осевой силой Л/, которая ураыювешивается распределенной по радиусу шпангоута нагрузкой д:
厂亲［导一吟］
где R - радиус оболочки; а - координата отсчета угла расчетнето сечения.
Величины изгибающего и крутящего моментов, а также величина пе- рдюзывающей силы отределяются по выражениям
厶=勿'М Н =々/М
К = k^N.
В этих выражениях %,々“，% - коэф^жпиенты изменении внутртшх усилий в сечении шпангоута:
% = ~-(2sina - a),
к2打
г - радиус нейтральной оси шпангоута, который при первоначальном расчете можно принять равным R.
Стыковочный шпангоут конструируют последовательно, учитывая действия осевой силы Л/, изгибающего М и крутящт? моментов М .
изгкр
При этом размеры и форма стыковочного шпангоута в основном определяются величиной осевой силы N. Первоначально при проектировании на эпюре внутреннего изгибающего момента L выделяют максимальное значение момента, и для этого нагружения подбирают размеры стыковочного шпангоута так, чтобы напряжение в нем было равно допустимому напряжению выбранного материала. В дальнейшем необходимо провести поверочный расчет стыковочного шпангоута» учитывая действие изгибающего и крутящего моментов.
Рассмотрим случай нагружения стыковочного шпангоута вешними силами, действующими в его плоскости. Такими силами являются: радиальная сила Q, касательная сила 7 и изгибающий момент М (рис. 10.7), уравновешиваемые потоком касательных усилий д. Под действием внешних сил в сечении стыковочного шпангоута возникают
Рис. 10.7. Общий случай нагруження стыковочного шпангоут8 в егоРис. 10.7. Общий случай нагруження стыковочного шпангоут8 в его
Рис. 10.7. Общий случай нагруження стыковочного шпангоут8 в его
Рис. 10.7. Общий случай нагруження стыковочного шпангоут8 в его
плоскости
Рнс. 10.8. Конструкция штыря
нагрузок, действующихнагрузок, действующихразложенияразложенияна стыковочныйна стыковочныйРис. 10.9. Схема шпангоутРис. 10.9. Схема шпангоутвнутренние усилия:внутренние усилия:изгибающийизгибающиймомент U, сжимающаямомент U, сжимающаяили растягиваю-или растягиваю-шая сила Ф и перерезывакицая сила D. Обычно конструктивным элементом, который передает перерезывающую силу, служит штырь (рнс. 10.8). Минимально их должно бьггь четыре. От располагаются по плоскостям стабилизации ракеты-носителя.Любую сложную схему нагружения можно представить в ввде суммы отдельно приложенных нагрузок (рис. 10.9). Для каждой схемы нагружения необходимо построить эгпоры внутренних усилий и после этого провести суммирование эпюр и определить напряжения в сечении шпангоута.В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем нагружения приведены формулы для определения внутренних усилий. Для примера рассмотрим стыковочный шпангоут, нагруженный одной сосредоточенной радиальной силой Q, которая уравновешивается касательной силой q. На рис.ЮЛО приведены эпюры внутренних силовых фактс^юв. Они определяются по следующим выражениям: |шая сила Ф и перерезывакицая сила D. Обычно конструктивным элементом, который передает перерезывающую силу, служит штырь (рнс. 10.8). Минимально их должно бьггь четыре. От располагаются по плоскостям стабилизации ракеты-носителя.Любую сложную схему нагружения можно представить в ввде суммы отдельно приложенных нагрузок (рис. 10.9). Для каждой схемы нагружения необходимо построить эгпоры внутренних усилий и после этого провести суммирование эпюр и определить напряжения в сечении шпангоута.В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем нагружения приведены формулы для определения внутренних усилий. Для примера рассмотрим стыковочный шпангоут, нагруженный одной сосредоточенной радиальной силой Q, которая уравновешивается касательной силой q. На рис.ЮЛО приведены эпюры внутренних силовых фактс^юв. Они определяются по следующим выражениям: |и =友炉Q; ф = лф<2; D 二 *dQ,me 11ky = ^-(asina + — cosa - 1);и =友炉Q; ф = лф<2; D 二 *dQ,me 11ky = ^-(asina + — cosa - 1);ФФ^-J^ ^-_ O.sjcosa - asina ;^-J^ ^-_ O.sjcosa - asina ;坛=?卜3+吃告］坛=?卜3+吃告］sina ,sina ,% - коэффициенты изменении внутренних усилий в сечении% - коэффициенты изменении внутренних усилий в сечении力'”'力'”'
нагрузок, действующих
нагрузок, действующих
разложения
разложения
на стыковочный
на стыковочный
Рис. 10.9. Схема шпангоут
Рис. 10.9. Схема шпангоут
внутренние усилия:
внутренние усилия:
изгибающий
изгибающий
момент U, сжимающая
момент U, сжимающая
или растягиваю-
или растягиваю-
шая сила Ф и перерезывакицая сила D. Обычно конструктивным элементом, который передает перерезывающую силу, служит штырь (рнс. 10.8). Минимально их должно бьггь четыре. От располагаются по плоскостям стабилизации ракеты-носителя.
Любую сложную схему нагружения можно представить в ввде суммы отдельно приложенных нагрузок (рис. 10.9). Для каждой схемы нагружения необходимо построить эгпоры внутренних усилий и после этого провести суммирование эпюр и определить напряжения в сечении шпангоута.
В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем нагружения приведены формулы для определения внутренних усилий. Для примера рассмотрим стыковочный шпангоут, нагруженный одной сосредоточенной радиальной силой Q, которая уравновешивается касательной силой q. На рис.ЮЛО приведены эпюры внутренних силовых фактс^юв. Они определяются по следующим выражениям: |
шая сила Ф и перерезывакицая сила D. Обычно конструктивным элементом, который передает перерезывающую силу, служит штырь (рнс. 10.8). Минимально их должно бьггь четыре. От располагаются по плоскостям стабилизации ракеты-носителя.
Любую сложную схему нагружения можно представить в ввде суммы отдельно приложенных нагрузок (рис. 10.9). Для каждой схемы нагружения необходимо построить эгпоры внутренних усилий и после этого провести суммирование эпюр и определить напряжения в сечении шпангоута.
В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем нагружения приведены формулы для определения внутренних усилий. Для примера рассмотрим стыковочный шпангоут, нагруженный одной сосредоточенной радиальной силой Q, которая уравновешивается касательной силой q. На рис.ЮЛО приведены эпюры внутренних силовых фактс^юв. Они определяются по следующим выражениям: |
и =友炉Q; ф = лф<2; D 二 *dQ,
me 11
ky = ^-(asina + — cosa - 1);
и =友炉Q; ф = лф<2; D 二 *dQ,
me 11
ky = ^-(asina + — cosa - 1);
Ф
Ф
^-J^ ^-_ O.sjcosa - asina ;
^-J^ ^-_ O.sjcosa - asina ;
坛=?卜3+吃告］
坛=?卜3+吃告］
sina ,
sina ,
% - коэффициенты изменении внутренних усилий в сечении
% - коэффициенты изменении внутренних усилий в сечении
力'”'
力'”'
шпангоута, которые справедливы при 0° < a < 180°. 340
Рис. 10.10. ЭпюрыРис. 10.10. ЭпюрыЗтора осевых сил /Зтора осевых сил /внутренних силовыхвнутренних силовых
Рис. 10.10. Эпюры
Рис. 10.10. Эпюры
Зтора осевых сил /
Зтора осевых сил /
внутренних силовых
внутренних силовых
Как и ранее, стыковочный шпангоут конструируют последователь^), учитывая действие изгибакмцего момента М, касательно силы / и радиальной силы Q.
При этом размеры и форма стыковочного шпангоута в основном определяются величиной внутреннего изгибающего момента U. Первоначально при проектировании на эпюре изгибающего момента выделяют максимальное значение момента, и для этого нагружения подбирают размеры стыковочного шпангоута так, чтобы напряжение в нем было равно допустимому напряжению выбранного материала. После этого уточняют конструкцию стыковочного шпангоута, учитывая нормальное напряжение, которое действует в том же сечении. Суммарное напряжение определяют по следующей зависимости: '
В этом выражении нормальное напряжение (Ф/F) определяется с учетом действия в рассматриваемом сечении растягивающей или сжимающей силы Ф. В площадь сечения стыковочного шпангоута F входит присоединенная к нему оболочка.
Аналогичные поверочные расчеты необходимо провести для сечения стыковочного шпангоута, в котором эгпора нормальных сил имеет максимальное значение.
Касательные напряжения, возникающие от действия перерезывающей силы D, определяют толшдау стенки стыковочного шпангоута. Максимального значения касательные напряжения достигают в стенке около нейтральной оси х (рис. 10.И):
DS
max J 6 ，
X 1
где Jx - собственный мшент инерции стыковочного шпангоута; у —
Рис. 10.11. Напряжение в сечении стыковочного шпангоутаРис. 10.11. Напряжение в сечении стыковочного шпангоутарасстояние от нейтральной оси до рассматриваем^ точки шпангоута;
Рис. 10.11. Напряжение в сечении стыковочного шпангоута
Рис. 10.11. Напряжение в сечении стыковочного шпангоута
6 - толпщна стенки шпангоута; S - статический момент части пло
щади сечения, расположенной выше нейтральной оси, относителыю этой оси; Sg =尸0% (F° - часть площади сеяния шпангоута, расположенной выше оси у；彳。-координата центра тяжести площади F。)。
Проектируя конструкцию стыковочного шпангоута, необходимо стремиться к его минимальной массе. Для удовлетворения необходимым
требований по прочности и жесткости применяются шпангоута с тонкостенным сечением. Уменьшение толщины стенок и полок при увеличении высоты шпангоута приво
дит к потере устойчивости тон костенных элементов шпангоут (рис. 10.12) в сжатой 30肥：
в наружна или внутренни полках, находящихся под деист вием распределенных по ширин полки сжимающих напряжений;
в промежутке между заклеп
рн устойчивости элементов стыковочного шпангоута:/ — наружной полки; 2 — в промежу- тке между заклепками; 3 *- в стенкерн устойчивости элементов стыковочного шпангоута:/ — наружной полки; 2 — в промежу- тке между заклепками; 3 *- в стенкев стенке шпангоута, находя щейся одновременно под дейст вием касательных и нормалы напряжений.в стенке шпангоута, находя щейся одновременно под дейст вием касательных и нормалы напряжений.Рис. 10. 12. Возможные случаи поте- КЭМИ；
рн устойчивости элементов стыковочного шпангоута:
/ — наружной полки; 2 — в промежу- тке между заклепками; 3 *- в стенке
рн устойчивости элементов стыковочного шпангоута:
/ — наружной полки; 2 — в промежу- тке между заклепками; 3 *- в стенке
в стенке шпангоута, находя щейся одновременно под дейст вием касательных и нормалы напряжений.
в стенке шпангоута, находя щейся одновременно под дейст вием касательных и нормалы напряжений.
С целью повьпления местной устойчивости элементов конструкции стыковочного шпангоута устанавливают подкрепления. При этом стремятся к тому, чтобы действующие напряжения были меньше критических, характерных для случаев потери устойчивости.
Потеря устойчивости пол-
4 T4 Tки наступает при превышении
4 T
4 T
критических напряжений, ко- Рис. 10.13. Конструкции подкреплашя торые могут бьпъ определены стожи из выражения (6.5).
В свою очередь критические напряжения стенки могут быть определены из 跳ранения (6.8).
Обычно подкрепляющие элементы устанавливают так, чтобы <w соединялись с продольными силовыми элементами отсека. Типовым вариантом подкрепления является установка стенки, полученной штамповкой из листа, как показано на рис. 10.13.
В местах приложения сосредоточенных сил шпангоут усиливается кронштейном для передачи сил на элементы конструкции шпангоута (рис. 10.14).
В конструкции стыковочного шпангоута, собранного из отдельных элементов клепк曲，может произойти потеря устойчивости этих элементов в сжатой за史 между заклепками.
Повысить устойчивость элементов конструкции можно увеличением жесткости этого элемента или выбором другого шага между заклепка-
£“d 5£“d 5Рнс. 10. 14. Конструкции для передачи сосредоточенных силРнс. 10. 14. Конструкции для передачи сосредоточенных сил
£“d 5
£“d 5
Рнс. 10. 14. Конструкции для передачи сосредоточенных сил
Рнс. 10. 14. Конструкции для передачи сосредоточенных сил
/ — уравновешивающая. распределенная по радиусу нагрузка q, шпангоут абсолютно жесткий в осевом иаправлеиин; 2 — начало постепенного включения в работу, шпангоут имеет малую жесткость в осевом
направлении
ми. Увеличение жесткости элемента конструкции обычно приводит к увеличению площади сечения и массы конструкции, что нежелательно. Поэтому шаг между заклепками выбирают таким, который позволил бы обеспечить такое критическое напряжение в элементе конструкции, которое больше действующего. При этом используют формулу (6.59).
Конструкция стыковочного шпангоута, воспринимающего все виды внешних нагрузок и обладающего большой жесткостью, имеет большие размеры и массу.
Площадь сечения стыковочного шпангоута, нагружашого внешними нагрузками, действующими в его плоскости, можно уменьшить. Для этого стыковочный шпангоут необходимо полностью или частично “за・ шить” стенк曲(рис. 10.15), уменьшающей напряжение изгиба в шпангоуте, а также его размеры и массу. Однако условия компоновки корпуса ракеты-носителя не позволяют применять такую конструкцию шпангоута. При нагружении стыковочного шпангоута внешними нагрузками, “◎ствующими перпендикулярно ею плоскости, можно уменьшить напряжения, возникающие в его сечении, его площадь и массу, применяя более рациональную схему передачи нагрузок на шпангоут и корпус ракеты-носителя.
Для обеспечения равномерного включения в работу корпуса РН не- 344 /
обходимо крепление стыковочных шпангоутов отдельных отсеков осуществить многоболтовым соединением. В этом случае не требуется большая прочность и жесткость стыковочного шпангоута и масса его незначительна.
Однако в случае нагружения значительными сосредоточенными нагрузками в стыковочных узлах характер включения корпуса ракеты- носителя в работу зависит от жесткости стыксжочного шпангоута и конструкции силовых элементов (лонжеронов), которые устанавливаются в узлах приложения сосредоточенных нагрузок.
Считают, что постепенное включение корпуса происходит на длине В, которая равна расстоянию между стыксжочными болтами (рис. 10.16). В конструкции корпуса с лонжеронами площадь их сечения изменяется по длине В. В месте крепледия его к стыковочному шпангоуту плодадь выбирается такой, чтобы напряжоше в лонжеронах было равно допустимому напряжению выбранного для него материала. В конце участка включения корпуса в работу она равна площади стрингера корпуса ракеты-носителя. Если стыковочный шпангоут сконструирован так, что может воспринимать часть нагрузки, приходящей в узел стыка, то длина включения корпуса в работу может бьггь уменьшена. При проектировочном расчете будем считать, что корпус ракеты-носителя выполнен в виде оболочки приведенной толщины 6, в которую входит толщина обшивки и учтена площадь стрингеров. В этом случае ,
5 =屮 6 + с：Р , о о е
где 屮 -редукционный коэф^ладент обшивки; 6 - толшина обшивки; оо
f - площадь стрингера; f - шаг стринг可ов. стр
Редукционный коэф4»шиент определяют по следующей зависимости：
J
o6m
о О стр обш где о - напряжение в стрингере; о - критическое напряжение в стркр
обшивке
обш 3,бЕ kE
кр ms >2“'о
о
Здесь Е - модуль упругости матд)иала обшивки： R - вноиний радиус корпуса ракеты-носителя.
Велиадна А определяется по следующей зависимости:
.345
Если стыксжочный шпангоут нагружен сосредоточенными силами, перпендикулярными его плоскости, то (жи в узлах стыка будут вызывать усилие Р：
Р 二 о f . к стр где о - нормальное напряжение в корпусе ракеты-носителя.
Приближенно можно считать, что на длине В напряжения будут меняться по закону ку&«еской парабош
△а = а (1 -幻 I к
где 7 = х/В - относительная координата, отсчитываемая от стыковочного шпангоута.
Если стыковочный шпангоут сконструирован так, что может частично нагружаться сосредоточенными силами в плоскости, перпеддикуляр- ной его плоскости, то в корпусе при этом будут возникать напряжения о' под действием уравновешиваюшзх распределенных усилий q':
az = q♦瓜
При этом разница в напряжениях в корпусе ракеты-носителя и части корпуса, прилегают曲 к шпангоуту, будет создавать в узлах стыка усилие Р]：
Pt = f (а -аО.
стр к
В этом случае полное включение корпуса в работу будет происходить на длине В , которая зависит от жесткости шпангоута и может быть учтена введашем коэффициента 瓦 При этш будем считать, что напряжение по длине корпуса меняется по линейному закшу и тогда можно записать:
]
Включение в работу корпуса на длине 8「как было сказано раньше, будет происходить по кубическ(ж параболе. Тогда изменение на- пряж^ия в лонжероне запишется следующим образом：
△с= [ак-^][1 -fg ].
где х - координата сечотя усилашого стрингера, отсчитываемая от стыковочного шпангоута.
На рис. 10.17 гмжазан узел стыка. Он состоит из лонжерла, шпангоута и стрингера. Лонжерон выполнен из высокопрочното матфиала и соединен с силовыми элементами стыковочного шпангоута болтами. К обшивке кфпуса лонжерон прикреплен заклепками. Сечение лонжерона меняется по указанному выше закону. В кшце участка В^ лонжерон соединяется со стрингером.
Полки и стенки лонжерона и стрингера соединяют без дотолнитель- ных накладных элементов. Конструкиия соединения зависит от формы лонжерона и стрингера.
Рис. 10.17. Конструкция узла стыка: /— шпангоут; 2 — лонжерон; 3 — стрингер
КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЖЕНИЕ
СТЫКОВОЧНЫХ УЗЛОВ
Конструктивное исполнение стыковочных узлов зависит от типа соединения отсека. Возможные конструктивные решения бесфланцевых стыков представлены на рис. 10.18, 10.19. На рис. 10.18 показано соединение распорного шпангоута топливнш) бака и гладкого переходного отсека сваркой встык. Очевидно, реализация такого соединения предполагает использование для переходника материала, обладающего хорошей свариваемостью. В частности, для топливных отсеков широкое применение нашли сплавы алюминия с магнием типа АМг5, АМгб и др. Ош имеют сравнительно невысокие прочностные характеристики, поэтому использ(жан1Ю рассмотренного соединедия допустимо для коротких переходников, масса которых в общей массе конструкции незначительна.
Соединение подкрепленного переходного отсека с днищем топливного бака показано на рис. 10.19. Как видно из рисунка, отсутствие подкрепляющего набора 2 в районе сварочного шва компенсируется утолщением оболочки / переходного отсека.
Рнс. 10.18. Соединение топливного бака н переходного отсека сваркой встык:
/ — оболочка переходного отсека ;2 — оболочка переднего динща бака; 3 — распорный шпангоут переднего дннща J 4 — обечайка бака ■
сваркой:/ — оболочка переходного отсека; 2 — стрнигер; 3 — переднее дннше бака; 4 — сварная точка; 5 — заклепкасваркой:/ — оболочка переходного отсека; 2 — стрнигер; 3 — переднее дннше бака; 4 — сварная точка; 5 — заклепка
сваркой:
/ — оболочка переходного отсека; 2 — стрнигер; 3 — переднее дннше бака; 4 — сварная точка; 5 — заклепка
сваркой:
/ — оболочка переходного отсека; 2 — стрнигер; 3 — переднее дннше бака; 4 — сварная точка; 5 — заклепка
a
Рнс. 10.20. Характерные крепления сухих отсеков:
/, 4 — усиленные стрингеры: 2, 3 — стыковочные шпангоуты; 5,9 — обшнвка: 6 — болт, гайка, шайба; 7, 8 — фнтннгн: 10 — заклепка;
/ / — теплозащита
Наиболее часто применяемые фланцевые соединения представлены на рис. 10.20... 10.23. На рис. 10.20 показано крепление сухих отсеков между собой. Характерные крепления тсямивного и сухого отсеков представлены на рнс. 10.21, 10.22.
Крепление сухих отсеков, представленных на рис. 10.20, предполагает наличие свободного доступа для монтажа соединения внутри отсека. Если такой доступ затруднен, для подхода к гайкам и головкам
внн доступа к резьбовой части болта:
/ — распорный шпангоут бака; 2 — крышка лючка; 3 — вннт; 4 — об- шнвкй; 5 — заклепка; 6 — короб лючка; 7 — болт и шайба; 8 — стыко* вочный шпангоут сухого отсека; 9 — втулка
Рис. 10.22. Крепление сухого отсека с топливным баком при обеспечении доступа к резьбовой части болта
Рис. 10.23. Крепление сухих отсеков с использованием плавающей гайки
болтов в конструкции отсеке® предусматривают специальные вырезы (рис. 10.21, 10.22).
Крсжле того, в местах ограниченного доступа возможно применение крепления с плавакмцей гайкой, расположенн(ж в кармане, приклепанном к шпангоуту. Такой тип соединения показан на рис. 10.23. Ввинчивание болта в этом стыке обеспечивается наличием у гайки конической части. Для к(жтровки соединения используется пружинная шайба.
В неразъемных в полете фланцевых соединениях сухие отсеки крепятся между собой, с топливными баками и головными частями только болтами (бееппыревое соединение) либо болтами (они воспринимают продольное растягивающее усилие и рассчитываются на растяжение) и направляющими штырями (они воспринимают поперечное перерезывающее усилие и рассчитываются на срез).
Если толщина шпангоута велика, можно использовать направляющий ихгырь в виде шпильки (рис. 10.24,а).
При малой толщине полки шпангоута направляющий штырь крепится ггСйкой. Такой тип соединения представлен на рис. 10.24,6.
При частой расстыковке отсеков в процессе эксплуатации в шпангоутах из легких сплавов требуется установка стальных втулок, как это показано на рис. 10.21. При этом обеспечивается многократный монтаж соединений без нарушения резьбы.
Неравномерность нагружения стыка обуслсжливает в случае необхо-
штырейштырей
штырей
штырей
6〃d В
пользованием фитинга:
/, 6 — винты, 2 — заклепкн; 3 — оболочка отсека; 4, 9 — самоконт- рящиеся гайки; 5 — стыковочный шпангоут; 7 — анкерная гайка; 8 — корпус фитинга; 10 — лонжерон; 〃 — защитная крышка: 12 — винт крепления крышки
димости усиление шпангоута и оболочки в месте установки крепежного элемента специальными фитингами и накладками. При использсжании разрывных болтов применяются закрытые фитинги или специальные кожухи для зашиты агрегатов в отсеке от разлета осколков, образующихся при срабатывании пироболта.
Конструктивное исполнение узла крепления с использованием фитинга показано на рис. 10.25. Фитинг соединяется болтами с полками шпангоута и лонжероном. Таким образом, сосредоточенная нагрузка распределяется на шпангоут 5, лонжфон 10 и прилегающую часть обшивки 3, с которой фитинг связан заклепочным соединением 2 Для крепления несиловой крышки 11 используются длинный болт 12 и анкерная гайка 7. В отверстие фитинга вставлена резиновая манжетка 8, предохраняющая электропроводку к пироболту от повреждении.
Разътюе в полете соединение с использованием УКЗ (удлиненного кумулятивного заряда) показано на рис. 10.26. Корпус пироустройства 2 соединяется с подкреплений оболочка /, 4 с помощью
Рис. 10.26. Возможное конструктивное исполнение установки УКЗ: 鸣 /, 4 — оболочка; 2 - корпус; 3 — УКЗ; 5,9— стрингеры; 6 — заклепка; 7 — накладка; 8 — винтРис. 10.26. Возможное конструктивное исполнение установки УКЗ: 鸣 /, 4 — оболочка; 2 - корпус; 3 — УКЗ; 5,9— стрингеры; 6 — заклепка; 7 — накладка; 8 — винтс помощью винта 8. Приструя продЕов взрыва,с помощью винта 8. Приструя продЕов взрыва,
Рис. 10.26. Возможное конструктивное исполнение установки УКЗ: 鸣 /, 4 — оболочка; 2 - корпус; 3 — УКЗ; 5,9— стрингеры; 6 — заклепка; 7 — накладка; 8 — винт
Рис. 10.26. Возможное конструктивное исполнение установки УКЗ: 鸣 /, 4 — оболочка; 2 - корпус; 3 — УКЗ; 5,9— стрингеры; 6 — заклепка; 7 — накладка; 8 — винт
с помощью винта 8. Приструя продЕов взрыва,
с помощью винта 8. Приструя продЕов взрыва,
заклепки 6. УКЗ прижимается накладкой 7 срабатывании УКЗ образуется направленная
разрезающая корпус отсека по всему периметру.
Рис. 10.27. Характерное исполнение стыковочного узла трехслоЙиоЙ оболочки:
/ — фнтннг; 2 — резиновая манжетка; 3 — накладка; / — трехслойная оболочка; 5 — уголок; 6 — стыковочный шпангоут; 7 — ие^ушнй слой трехслойной оболочки; 8 — соты; 9 — окантовка из КМ; 10 — крышка
352
Характерное исполнение стыковочного узла для трехслойной оболочки представлено на рис. 10.27. Крепление шпангоута 6 и фитинга / с трехслойной оболочкой 4 осуществляется болтовыми соединениями. В районе установки болтов соты заливаются пластиком 9. Под головки болтов со стороны сот устанавливаются металлические накладки 3. Для крепления оболочки со шпангоутом используется уголок 5. Рассмотренное конструктивное решение обеспечивает распределение сосредоточенной нагрузки, приходящей на фитинг от болта, на шпангоут и оболочку. *
ЭЛЕМЕНТЫ СИСТЕМ РАЗДЕЛЕНИЯ СТУПЕНЕЙ РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
В составе любой системы можно выделить три группы элементов: средства крепления, средства разделения (увода), сопутствующие элементы (рис. 10.28).
В дальнейшем рассмотрим более подробно элементы, имеющие непосредственное отношение к узлам соединения отсеков РН: средства крепления и сопутствующие элементы.
Как видно из представленной классификации, большое место среди элементов крепления занимают пиротехнические средства. Основными их достоинствами являются： малые габаритные размеры и масса, высокая надежность, быстродействие. Типичное конструктивное исполнение пироболта представлено на рис. 10.29.
При срабатывании пироболта подрывается заряд, размещенный во внутренней полости болта* что пршодит к разрушению корпуса болта
I П(/да$а/1гпь/-та/1кател(/
I fl(/p(]3(]MKil-EG/IK口ГГГВ/Н/
Рис. 10.28. Классификация элементов систем разделения
o^cs 3sqac'」
укз “ am出
/ — гайка; 2, 3 — полки шпангоута; 4 — пироболт/ — гайка; 2, 3 — полки шпангоута; 4 — пироболт
/ — гайка; 2, 3 — полки шпангоута; 4 — пироболт
/ — гайка; 2, 3 — полки шпангоута; 4 — пироболт
Рис 10.30. Конструктивное исполнение шарикового пирозамка:
/ — пиропатрон;2 — накидная
гайка; 3 — корпус пирозамка; 4 一 поршень; 5 — шток; 6, 7 — элементы стыковочных шпангоутов: 8 — гайка; 9 — контровочная проволо - ка; /0 — стакан; 11— шарик; 12, 13 — герметизирующие прокладки
в районе стыка шпангоутов. Пироболты просты и надежны в жсплуата- пии, однако при их срабатывании -возникает ударная нагрузка и осколки, разлет которых может повредить близлежащие элементы кон- струкияи отсека. Поэтому при использовании пироболтов необходимо предусматривать установку защитных фитингов.
Ассортимент выпускаемых пироболтов достаточно широк. Их разрушающая нагрузка имеет диапазон от десятков до сотен килшьютонов. Считается, что примьение пироболтов ограничою предельной нагрузкой 200 кН. Кроме пироболтов широкое распространение получили пирозамки. К достоинствам пирозамков следует отнести отсутствие осколков при срабатывании и существенно меньшие, чем у пироболтов, ударные нагрузки. При малых осевых нагрузках используются шариковые пирозамки. Возможное конструктивное исполнение такого пирозамка показано на рис. 10.30. Шариковые пирозамки могут применяться при осевых нагрузках до 100 кН. При больших нагрузках вместо шариков используются различные вкладыши. Замки с использованием вкла-
дышей могут быть спроектирсжаны на любые потре^ые нагрузки. Источником 第ерми для функционирования пирозамка являются пиропатроны.
Основной характеристикой пиропатрона является сила пиропатрсни F = pIF, которая характеризует максимальное давление р, ра^ивае- пп
мое при срабатывании пиропатрона в объеме W. Характеристика fW относится к пасгкргным данным пиропатрона. Для существующих типов пиропатронов величина изменяется от десятков до нескольких сотен Н*м. Bu6q)параметров пиропатронов осуществляется исходя из обеспечения безотказности срабатывания замка и его нера^)ушения в процессе функционирования.
При подрыве пиропатрона пороховые газы поступают в полость (см. рис. 10.30). Под действием силы давления пороховых газш срезается контровочная прсжолока 9, и кфпус пирозамка начинается двигаться вниз. В дальнейшем при движении штока шарики выпадают, и происходит освобождение связи.
При проведении расчета на прочность оценивается максимальное давление, создаваемое в корпусе пирозамка при срабатывании пиропатрона：
пп
где 外-W ^ W \ W - свободный объем полости Г; W - объем X г пп гпп
внутренней полости пиропатрона.
Прочность пирозамка проверяется для наиболее слабого сечения корпуса (сечение А-А) (см. рис. 10.30) и резьбовых соединений.
При проведении расчетной прочности предельное давление определяется по формуле для толстостенной трубы
предпредJTJT
пред
пред
JT
JT
-соответственно вдутренний и внешний диаметры се
чения.
Прочность резьбовых соединений рассчитыв^тся по ижстным формулам сопротивления материала.
Использование удлиненных кумулятивных зарядов позволяет перейти к бесфланцевым соединениям отсеков. В этих устройствах пороховой заряд помещен в металлический корпус с кумулятивной выемкой (см.
Рнс. 10.32. Схема разрывной платы электроразъемов:
/ — штепсельный разъем; 2, 3 — элементы платы; 4 — пнрозамок- толкатель
Рис. 10.31. Конструктивное пользованием ДМШ:
О — до срабатывания ДМШ: 6 — после срабатывания ДМШ; / 一 ДМШ; 2 — полимерная матрица; 3 — трубка из легированной стали
рис. 10.26). Действие УКЗ основано на перерезании конструкции отсека направленной струей продуктов взрыва, создающей при столкновении с преградой давление в десятки тысяч мегапаскалей. Существующие типы УКЗ позволяют разрезать преграды толщина от однсто до десятков миллиметров. Эффективность УКЗ зависит от его мощности, материала конструкияи отсека и расстояния между преградой и зарядом. Оптимальные характеристики УКЗ едениваются по эмпирическим зависимостям» а их приметение требует проведения тщательной экспериментальной отработки. При срабатывании УКЗ возникают осколки и значительные ударные нагрузки. Для исключения этих недостатков разработаны устройства на основе детонируюшзх малоимпульсных шнуров (ДМШ).
В частности, фирмой "Локхид” (США) предложено устройство, пред- ставлтюе на рис. 10.31. Оно представляет собой сплюснутую трубку из легированной стали, в которой находятся два ДМШ (для дублирования), заключенных в полимерную матрицу. При срабатывании ДМШ трубка принимает цилиндрическую форму и ра^)ывает корпус устройства в районе насечек.
Основной характеристикой ДМШ является величина давления в зарядной камере А (см. рис. 10.31>б):.
f Д
Р = 17-，
max 1 — а Д г з
356
Характеристики пиросоставов
Пиросостав
f . Дж/Н ■
з а , см /Н г
Пироксилиновый порох
(7,7...9.5)104
91.77...126,44
Нитроглицериновый порох
(9,0...13,4)Ю4
76,48...122,37
Черный (дымный) порох
(2,1...3)104
50,99...101,97
Таблица 10. 1
г“е △= ^0-плотность снаряжения； Q - объем зарядив камерт; / - длина заряда; з - масса взрывчатого вещества, приходящаяся на гкмюнный метр； f - приведенная сила взрывчатого вещества； а -
кстлюм газа.
качения величин 乙 н q для ^которых пиросоставов, используе
мых в пироустройствах, приведены в табл. 10.1.
Величина з для существуюищх типов ДМШ изменяется от единиц до десятков грамм на метр.
К сопутствующим элементам стыка относятся электро- и пневмогидроразъемы и направляющие шпильки (штыри). Первая группа устройств служит для расстыковки электрических и пневмогидравлических связей между ступенями после их разделения. Схема конструкции разрывной платы алектрфазъемов представлена на рис. 10.32. Две половинки платы 2, 3 соединяются между собой пиро- или пневмозамком 4, обеспечивающим их надежную стыковку в полете. Если усилий, развиваемых
Рнс. 10.33. Конструкция пироножа:
/ — пиропатрон: 2 — нож; 3 — корпус пироножа; 4 — наковальня; 5 — кабель; 6 — штифт зачековкн
Рнс. 10.34. Направляющий штырь
357
средствами отделения, недостаточно для обеспечетия надежного разЩ мыкания разъемов, используются толкатели (часто толкатель совмещается с замком). В ряде случаев для размыкания связи используются пиротехнические ножи. Возможное конструктивное исполнение пироножа показано на рис. 10.33. Нож 2 разрезает кабель 5 за счет ^юргии, выделяющейся при срабатывании пиропатронов /.
Направляющие штырт (рис. 10.34) устанавливаются во всех фланцевых стыках. Они необходимы при сборке отеков РН и для восприятия I перерезывающих сил в полете. При разделении ступеюй они служат ； также для обеспечения их безударного расхождения в начальный мо- £ мент разделения.
а в а [[
ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУИРОВАНИЯ ОТСЕКОВ ИЗ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ В КОНСТРУКЦИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
Композиционные материалы (КМ) находят все большее применение в конструкции отсеков РН. Это обусловлено следующим:
высокими удельными характеристиками прочности и жесткости современных КМ：
возможностыо управлять прочжютными и жесткостными характеристиками конструкции за счет использования анизотропии механических (жойств материала с целью его оптимального расположения в силовых элементах конструкияи при сравнительно несложной технологической реализации;
снижением трудоемкости изготовления за счет сокращения объема заготовительных, механообрабатываюших и сборочных работ, существенного упрощения оснастки для изготовления и сбс^жи и возможностыо автоматизации ряда сборочных работ.
Однако 肥 следует полагать, что повсеместный переход на композиционные материалы обязательно ведет к снижению массы конструкции и ее стоимости. Ызюокие удельные характеристики прочности и модуля упругости в КМ реализуются толы<о в направлении армир(жания. В на
правлении же, перпендикулярном расположению армируюищх волокон,, эти характеристики, особенно у полимерных композиционных материа- | лов (ГП<М), крайне низки. Малы также прочность и модуль упругости | при сдвиге. Существенно отличаются показатели механических свойств |
и в зависимости от вида нагружения - растяжетия или сжатия.
Сравнительно высокая стоимость КМ также является немаловажным факторам который необходимо учитывать при конструирсжании, отдавая предпочто<ие большему применению КМ на второй и третьей ступенях РН, где экономия массы Kqxiyca существенно больше сказывается на начальной массе РН.
Относительная стоимость КМ приведвш ниже:
Дуралюмин 1
Стеклопластик 5.., 10
Углепластик 6080
Органопластнк 80. . . 100
Боропластнк 80... 100
Боралюмин 100.. . 120
В далыюйшем рассмотрим целесообразность использования КМ для различных отсеков РН.
Сухие двигательные отсеки
Для этих отсеков наиболее целесообразно применение композиционных материалов в конструкции силовых элементов 一 балок, подкосов, стрингеров, шпангоутов. При этом, особенно на первой ступени РН, там, где преимущественно используются многодвигательные силовые установки и конструкция отсека насыщена пространственно расположенными силовыми элементами и к(»4муникаииями, равдонально применение КМ для усиления силового набора обечайки, балок. Это позволяет одновременно со снижением массы основных силовых элементов конструкции обеспечить высокую технологичность сборочных и монтажных работ в отсеке. На верхних ступенях РН при использовании одного маршевого двигателя обечайки и подкроиыюший их силовой набор це- лесоо^)азно полностью выполнять из КМ.
Переходные отсеки
Переходные отсеки РН представляют собой, как правило, обечайки цилиндрической, конически формы или сочетания этих форм. Объем и характер применения в конструкции отсека КМ во многом определ5ются их длиной и силовой схем曲.
В коротких отсеках, насыщенных балочными элементами, основную массу конструкции составляют балки и шпангоуты. Обшивка отсека воспринимает перерезывающую силу, а также участвует в выравнивании и перераспределении нагрузок за счет интенсивной работы на сдвиг. Возможности эффективного применения КМ в так曲 конструкияи тевели-
ки. Рекомендации по их использованию могут бьпъ взяты аналогично таи, что давались для двигательных отсеков. При увеличении длины отсека (厶/D > 0,25) возможности эффективнсич) применения КМ существенно во^)астают. Так, для длинных отсеков с 厶 > 2...3 м практически вся конструкция отсека, за исключение торцевых шпангоутов, может бьпъ выполнена из КМ с существотой эконшиеи по массе и трудоемкости изготовления.
Головные обтекатели
Головные обтекатели (ГО) относятся к сбрасываемым в полете отсекам и предназначены для зашиты полезного груза от аэродинамических и тепловых воздействий на этапе выведения. Это — конструкции большой длины, представляющие собой, как правило, ком&шапию цилиндрических и конических обечаек, имеющих одну или несколько плоскостей продольного разъема, и ыипочающие в себя систему разделения и сброса. К конструкции головного обтекателя предъявляются жесткие требования по деформациям для обеспечения безопасных зазоров с полезным грузом на этапах выведения и сфоса. Кортус ГО должен ыадерживать внешнее аэродинамическое давление (избыточное давление 0,05…0,07 МПа), осевые с?кимаюшие нагрузки, изгибающие моменты, перерезывающую силу, увеличивающиеся к основанию, локальные нагрузки в местах стыка с последней ступеныо РН, местах установки узлов разворота, толкателей и т.п. Конструкция корпуса ГО характеризуется также наличием болыиого числа люков, необходимых для обслуживания полезного груза. Изготовление корпуса ГО из КМ значительно снижает его массу и трудоемкость изготовления. При этом можно достаточно однозначно назвать тип конструкции оболочки ГО, оптимально удовлегворяюшлй предъявляемым к нему треб(жаниям. Это 一 трехслойная оболочка с сотовым заполнителем и обшивкой из стеклопластика или углепластика.
Ферменные отсеки
Для силовых ферменных отсеков РН прим^ение КМ в конструкции стержней с угольными или борными армирующими волокнами и полимерной или металлической матрицей практически всегда ведет к снижению массы, тем большему, чем больше длина отсека. Стержни, составляющие ферму, в силу своего одноосного нагружения являются наиболее характерюй конструкцией для сравнительно простой реализации высоких удельных прочности и жестаости, присущих однонаправлошым КМ. Однако следует отметить два важных обстоятельства, от которых су- 360
щественно зависит эффективность применения КМ. Во-первых, большая доля в массе конструкции фитингхж фермы. На коротких фермах их масса может составлять до 50 % от всей конструкции. Во-втсрлх, обеспечение одноосного безмоментного нагружения стержней как за счет праышьного конструирсжания мест их заделки, так и за счет компоновочных решений, исключающих приведение на стержни поперечных усилий от подваливаемых к ферме аппаратуры и агрегатов.
Топливные отсеки
Топливные отсеки жидкостных РН - одна из немногих конструкций, применение в которой композиинонных материалов пока не вышло из стадии конструктивно-технологических поисков. Это обусловлено следующими обстоятельствами:
Высокими требованиями к герметичности.
Катозиционные материалы на полимерной матрице не герметичны и непосредственно использоваться в конструкции топливных отсеков вследствие этого не могут. Такие металлические КМ кйк, например, боралюминий с матрицей из АМгб, могут обеспечить необходимую степень герметичности, но технологически их применение ограничивается цилиндрическими и слабоконическими обечайками топливных отсеков. Технологическая возможность оставить по периметру листа, армированного бортыми волокнами, полосу “чистого” АМгб позволяет получать достаточно надежные и качественные сварные соединения.
Большим числом вварных элементов (фланцев, горловин и т.п.), привартых кронштейнов для крепления систем и агрегатов внутри и снаружи бака.
Э^го обстоятельство также се{ьезно усложняет применение в конструкции КМ. Даже рассмотренный выше боралюминиевый не дает возможности качественной приварки элементов к армированной зоне, так как прочность сварки швов примерю на 50 % ниже, чем при сварке с неармированным матерталом. Изготовить же листы обечаек с освобожденными от борзых волокон местами вырезов под вварные элементы технологически очень сложно.
Высокими требованиями, предъявляемыми к чистоте внутренней полости топливных отсеков.
Это требование в совокупности с требованием по химической стойкости материала к компонентам тотлива также резко сужает круг композиционных мате卩зюв, которые могут быть использованы внутри конструкции топливных отсеков.
Уже сейчас можно применять композиционные материалы для усиления шпангоутов» стрингеров (при стрингерто-шпангоутной конструкции
отсека), использовать их в конструкции гладких цилинд卩меских и слабоконических обечаек. Технологически разрешим вопрос изготовле- ния вафельных обечаек цилиндрической и конической формы из метал- лического КМ с армированием борплми волокнами.
Реализация этих возможностей позволит существенно снизить массу изделия в целом (учитывая то, что масса топливных отсеков составляет большую часть в массе РН).
Особенно эффективно применение КМ для изготовления баллонов высокого давления. Конструкция их в этом случае представляет собой тонкую металлическую подложку, выполняющую функцию г^эметизирукице- го слоя, с намотанной на нее несущей оболочкой из полимерного КМ.
Экономия массы баллона при этом составляет 20 …40 %, одновременно неизмеримо улучшаются показатели безопасности в случае разрыва оболочек баллона, так как при этом не о^азуется осколков как при разрушении баллонов из металла.
ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ ОТСЕКОВ
Из композиционных материалов можю сконструировать отсеки РН любой конструктивно-силовой схемы, кроме лонжеронных отсеков, в которых допускается потеря устойчивости обшивки, так как вследст
вие отсутствия пластичности и низких трансверсальных характеристик КМ это приведет к разрушению обшивки. Однако подход, основанный на прямой замене металла к(»тозиидонным материалом, щлфодит к существенному снижению массы отсека далеко не всегда. Как уже отмечалось ранее, выс(жие удельные характеристики КМ реализуются в направлении армирования, и от того, как эффективно их удается ис-
испытывающихиспытывающихвоз-：воз-：тюльзовать в конкретных элементах конструкции,
испытывающих
испытывающих
воз-：
воз-：
действие определенного сочетания силовых факторов, зависит величина снижения массы вс曲 конструкции отсека. Снижение массы отсека зависит от правильного выбора типа конструкции и технологии ее изготовления. Следует при этом отметить, что из композиидашых мате
риалов можно получать конструкции, которые трудно или невозможно изготовить из металла.
Конструктивно-силовая схема конкретного отсека из композиционных материалов зависит от его формы, размеров, условии нагружения и компоновочной схемы.
Рассмотрим влияние этих факторов более подробно.
Форма отсека. Наиболее технологичными и экономичными с точки зрения изготовления являются отсеки цилиндрической и конической
гг
г
г
Рнс. 11.1. Конструктивно - силовые схемы оболочек отсеков из КМ：
О — с гладкой оболочкой; б — с вафельной оболочкой; в — с трех- слойкой оболочкой; 2 — с сетчатой оболочкой; / — обшивка; 2 — продольные ребра; 3 — кольцевые ребра; 4 — внешняя обшнвка; 5 — внутренняя обшивка; 6 — сотовый заполнитель; 7 — спиральные ребра
формы. Ош, как правило, позволяют реализовывать наиболее часто применяемые типы конструкций из КМ： гладкую, вафельную, трехслой* ную, сетчатую (рю.ИЛ). 口脚 использовании в конструкции поверхностей с двойной кривизной или сложных переходных участков с ниша- ми, надстр(жками и т.п. рационально изготовление отсека из ПКМ, позволяющих выполнить конструкцию практически любой формы. Оболочки сложной фо[жы в основном ыяполняются однослойными, вафельными или трехслойными. Металлические КМ позволяют реализовывать лишь конструкции одинарно кривизны.
Геометрические размеры
В коротких отсеках (Z/D < 0,25) существенную часть массы кон* струкиии составляют стыковые соединения с соседними отсеками. В связи с отмеченными ранее низкими сдвиговыми и трансверсальными механическими характеристиками КМ доля массы стыковочных соединений еще более увеличивается, в частности при использовании традиционных фланцевых стыков с относительно редко расположошыми болтами и штырями. Для этого класса отсеков, особенно сильнонагру- женных, наиболее эффективной может оказаться конструкция стрин- герюго или вафельного типа из металлических КМ, у кап^иях наряду с высокими характеристиками жесткости металлическая матрица обеспечивает существо™ более выссжую прочность на сдвиг и смятие, чем у ПКМ. Это позволяет намного уменьшить величину зоны включошя силовых элемаггов, а следовательно, и массу отсека. Также немало-1 важно то, что для к^хиких отсеков, как правило, определяющей яв-! ляется прочность на растяжение-сжатие, которая также выше у метал-! лических КМ. ।
Существенный эффект может дать применение КМ в качестве усили-j вающих элемитов конструкции： накладок, жгутов в сплшгерах, шпан-! гоутах, балках из традиционных алюмиюювых сплавов (рис.11.2).
Для отсеков средней длины 亿/D = 0>25...1) определяющим фактором является обеспечение общей устойчивости оболочки, причем тем в большей степеьш. чем больше длина отсека. С точки зр^ия рационального выполнения этого требования целесоофазно:
п{мменение материала с высоким удельным модулем упругости;
выбор схемы армирования, обеспечивающей наиболее эффективное! соотношение модулей упругости оболочки в осевом и кольцевом * правлениях. Для отсеков, работающих на осевое сжатие с небольшим) внешним давлением, рационально соотношение Е% = 1...1,2Е^；
размещение материала оболочки таким образом, что&1 создавалась： максимальная изгибная жесткость стенки оболочки. |
Рассмотрев эти рек(миендацни, нетрудно прийти к выводу, что в: наибольшей степени этим треб(жаниям отвечают трехслойная и сетча-
Рис. 11.2. Подкрепляющие элементы, усиленные КМ：
/ — профиль; 2 — усиливающие жгуты н накладкн нз КМ
тая конструкции оболочки. При оч€№ выссжой интенсивности осевых сил〔сетчатая оболочка с обшивками более эффективна вследсттае того, что сетчатый заполнитель имеет высокую жесткость и обеспечивает выссжую изгибную жесткость стенки.
Для длинных (L/D < 1) отсеков применимы те же рек(миендацни, что и для отсеков средней длины. При большой длине отсека и высоких осевьцс нагрузках может оказаться целесоо^азно увеличивать строительную высоту оболочки трехсжжной конструкции в связи с т^1, что для обеспечения совместной работы слоев необходимо увеличивать жесткости заполнителя, а следовательно, и его массу. Для сетчатых конструкций граничение по высоте определяется технолотиескими возможностями. Практически можно рекомендовать ограничивать максимальную строителшую высоту трехслоиной и сетчатой конструкции в пределах 40…50 мм. Для обеспечения общей устойчивости в случае, когда строительная высота не укладывается в эти пределы, оболочку подкрфляют шпангоутами с шагом 0,5...1 м. Возможна также установка на оболочке продольных силовых элементов.
Уровень и характер нагружения. Как уже отмечалось ранее, наиболее характерным видом нагружения сухих отсеков является сжатие и внешнее давление.
нагрузках сетчатыенагрузках сетчатыеГладкие оболочки применимы для коротких слабонагруженных отсеков, вафельные - при среднем уровне нагружошя. При больших осевых и внешних давлениях эффективнее применять трехслойные и оболочки. При действии на отсек больших локальных нагрузок от Ложементов, опор, такелажных узлов (нагрузок, имеющих большую радиальлую составляющую) в местах их приложения необходимо устанавливать шпангоуты или сабли, представляющие собой часть шпангоута.
нагрузках сетчатые
нагрузках сетчатые
Комтоновочная схема отсека. Для сухих отсеков ракет-носителей характерно наличие люков, вырезов, ниш - элементов, нарушающих сплошность оболочки, вызывающих ьюобходимость силовой компенсации ослабленных мест, а следовательно, и увеличения массы. Если размеры wjpeia невелики, то для всех типов оболочек это увеличение массы пртм^рто одинаково. Однако при больших вырезах массовая эффективность 'подкрепленных оболочек из КМ (вафелышх и сетчатых) падает суще(|твенно быстрее, чем у трехслойных, а при наличии большого числа крупных вырезов и люков использование КМ в конструкции оболочки становится нецелесообразным и к тому же трудноосуществимым технологически.
Для трго чтобы перейти к количествотой стороне оценки эффективности применения КМ в конструкции, необходимо напомнить некоторые положения механики ксмлпоновочных материалов.
Как правило, особенно для ПКМ, однонаправленные MaTepwiJj в конструкциях в чистом юще не используются. Конструкции выполняются из совокупности слоев однонаправленного или тканевого материала с различными углами орюнтации слоев, их толщинами и взаимным (расположением. Свойства такого материала определяются свойствами отдельных слоев и схемой армирования всего пакета. ；口卩＜ анализе напряженно-деформируемого состояния КМ осн(№ным элемеггом считается монослой. Его основные характеристики, необходимые для расчетов, приведены на рис.11.3. 口卩＜ расположении Моно- слоя под углом а к направлению оси пакета рассматриваемого элемента конструкции (рис. 11.4) взаимосвязь напряжений в осяхКак правило, особенно для ПКМ, однонаправленные MaTepwiJj в конструкциях в чистом юще не используются. Конструкции выполняются из совокупности слоев однонаправленного или тканевого материала с различными углами орюнтации слоев, их толщинами и взаимным (расположением. Свойства такого материала определяются свойствами отдельных слоев и схемой армирования всего пакета. ；口卩＜ анализе напряженно-деформируемого состояния КМ осн(№ным элемеггом считается монослой. Его основные характеристики, необходимые для расчетов, приведены на рис.11.3. 口卩＜ расположении Моно- слоя под углом а к направлению оси пакета рассматриваемого элемента конструкции (рис. 11.4) взаимосвязь напряжений в осяхосях пакетаосях пакетавыражается следующимвыражается следующимсоотношением:соотношением:2 пот2 пот—2тл—2тлххоо222/пл2/пллл缶L缶L名名Фнзнко - механическиеФнзнко - механические(холи(холимые для расчетов:мые для расчетов:2 Л2 Л2 т2 т2 m2 mхарактеристики монослоя,характеристики монослоя,Рис.11.3.Рис.11.3.sina.sina.О XО X7ху7хунаправление вдоль армирующих элементов ： 2направление вдоль армирующих элементов ： 2направление попе-направление попе-рек армирующих элементов: О ; О В1 F1рек армирующих элементов: О ; О В1 F1пределы прочности прв растя-пределы прочности прв растя-женинженинсжатиисжатиинаправлении армирования; О В2направлении армирования; О В2О“2О“2пределыпределыпрочности прн растяжениипрочности прн растяжениии сжатиии сжатии2G ； 712 I2G ； 712 Iмодуль упругостимодуль упругостимодуль сдвигамодуль сдвигавдольвдольв поперечном направлении; Е^, поперек направленнн армирования;в поперечном направлении; Е^, поперек направленнн армирования;н предел прочности прн сдвиге; Д^ I,从？］н предел прочности прн сдвиге; Д^ I,从？］
Как правило, особенно для ПКМ, однонаправленные MaTepwiJj в конструкциях в чистом юще не используются. Конструкции выполняются из совокупности слоев однонаправленного или тканевого материала с различными углами орюнтации слоев, их толщинами и взаимным (расположением. Свойства такого материала определяются свойствами отдельных слоев и схемой армирования всего пакета. ；
口卩＜ анализе напряженно-деформируемого состояния КМ осн(№ным элемеггом считается монослой. Его основные характеристики, необходимые для расчетов, приведены на рис.11.3. 口卩＜ расположении Моно- слоя под углом а к направлению оси пакета рассматриваемого элемента конструкции (рис. 11.4) взаимосвязь напряжений в осях
Как правило, особенно для ПКМ, однонаправленные MaTepwiJj в конструкциях в чистом юще не используются. Конструкции выполняются из совокупности слоев однонаправленного или тканевого материала с различными углами орюнтации слоев, их толщинами и взаимным (расположением. Свойства такого материала определяются свойствами отдельных слоев и схемой армирования всего пакета. ；
口卩＜ анализе напряженно-деформируемого состояния КМ осн(№ным элемеггом считается монослой. Его основные характеристики, необходимые для расчетов, приведены на рис.11.3. 口卩＜ расположении Моно- слоя под углом а к направлению оси пакета рассматриваемого элемента конструкции (рис. 11.4) взаимосвязь напряжений в осях
осях пакета
осях пакета
выражается следующим
выражается следующим
соотношением:
соотношением:
2 пот
2 пот
—2тл
—2тл
х
х
о
о
2
2
2/пл
2/пл
л
л
缶L
缶L
名
名
Фнзнко - механические
Фнзнко - механические
(холи
(холи
мые для расчетов:
мые для расчетов:
2 Л
2 Л
2 т
2 т
2 m
2 m
характеристики монослоя,
характеристики монослоя,
Рис.11.3.
Рис.11.3.
sina.
sina.
О X
О X
7
ху
7
ху
направление вдоль армирующих элементов ： 2
направление вдоль армирующих элементов ： 2
направление попе-
направление попе-
рек армирующих элементов: О ; О В1 F1
рек армирующих элементов: О ; О В1 F1
пределы прочности прв растя-
пределы прочности прв растя-
женин
женин
сжатии
сжатии
направлении армирования; О В2
направлении армирования; О В2
О
“2
О
“2
пределы
пределы
прочности прн растяжении
прочности прн растяжении
и сжатии
и сжатии
2
G ； 7
12 I
2
G ； 7
12 I
модуль упругости
модуль упругости
модуль сдвига
модуль сдвига
вдоль
вдоль
в поперечном направлении; Е^, поперек направленнн армирования;
в поперечном направлении; Е^, поперек направленнн армирования;
н предел прочности прн сдвиге; Д^ I,从？］
н предел прочности прн сдвиге; Д^ I,从？］
коэффициенты Пуассона
Рнс. 1 L 4. К расчету напряженного состояния
Связь между деформациями и напряж^иями при плоском напряженном
,т.е. когда в Целом, описывается
деформации монослоя равны деформациям пакета уравнением
о х
о
ХУ
параметры
//
через
я
раз(^:
11
22
13
23
где Е\ =
С»
X
%
С22
С23
X
(11.2)
%
С23
С33
7 ху
жесткости монослоя относительно осей 爲 у. Они
упругие
характеристики
монослоя
следующим об-
m
л
С 2 2
2ш л
: 2 2 4m л
л
т
п 2 2
2m л
: 2 2 4m л
2 ш
2 Л
3ш л
3 /ПЛ
2 2 т л
2 2 m л
44
m +n
52/
2 mn(m -л*
2、3
I ) mn
2*
2mn(m 5
2
ЛП.З)
/ 2 2、3
-mn(m -n)m n
2 2
-2mn(m -л )
2 2 m л
-2ш2л2
.22、2
(m f )
1 - "12“21
2
2
「％%
Рассмотрим теперь слоистый КМ (пакет), о^>азованный л-м числом
однонаправленных слоев (рис. 11.5).
При плоском напряженном состоянии
Рнс. 11.5. Нагрузки, действующие на пак* при плоском напряженном
СОСТОЯНИЙ
взаимосвязь между результиру-
записывается в
(п
А)
ви
л
k~\
.5)
Средние модули упругости пакета:
e^—" %%3-或e^—" %%3-或В 咼/з ；В 咼/з ；
e^—
" %%3-或
e^—
" %%3-或
В 咼/з ；
В 咼/з ；
11.6)11.6)G^— " %%2一耳2
11.6)
11.6)
Средние коэффициенты Пуасссжа:
В В - в в一 12 3313 23“ В В - В211 зз 13В В - в в一 12 3313 23“ В В - В211 зз 13В В - В В=12 3313 23” В В - В2 22 3323В В - В В=12 3313 23” В В - В2 22 3323
В В - в в一 12 3313 23
“ В В - В2
11 зз 13
В В - в в一 12 3313 23
“ В В - В2
11 зз 13
В В - В В=12 3313 23
” В В - В2 22 3323
В В - В В=12 3313 23
” В В - В2 22 3323
/3-%片■/3-%片■В = В(ВВ - В2 ) + 2В В В - В
/3-%片■
/3-%片■
зз' 11 221212 13 23
об-об-Вследствие того, что деформации слоев равны дефч)мациям пакета.
об-
об-
;ит след;;ит след;схема расчета на прочность слоистого КМ выг. разом:
;ит след;
;ит след;
определение жесткостных В„ по формулам (11.3); (11.5);
определение деформации пакета, а следовательно, и каждого монослоя из уравнения (11.4):
XX脸脸认认44в；|в；|В；2В；2В*3В*3XXNN矶矶В*2В*2В；зВ；зN хуN хугде BL есть матрица, обратная В„;
X
X
脸
脸
认
认
4
4
в；|
в；|
В；2
В；2
В*3
В*3
X
X
N
N
矶
矶
В*2
В*2
В；з
В；з
N ху
N ху
^- н ^ ^^- н ^ ^зуегсязуегсяопределение напряжений в монослоях в осях пакета из уравне- 1.2);
^- н ^ ^
^- н ^ ^
зуегся
зуегся
мтределение напряжошй в осях монослоя по феруле (11.1);
21 2221 2212%12%2 Т12 Г 72 Т12 Г 7(11-7)(11-7)проверка прочности монослоя. Для нее наиболее часто исполь- критерйй Хилла-Мизеса:
2
1 22
2
1 22
12%
12%
2 Т12 Г 7
2 Т12 Г 7
(11-7)
(11-7)
о при о > 0;в2 2о при о > 0;в2 2о при о < 0.^22о при о < 0.^22о при о > 0;
о при о > 0;
в2 2
о при о > 0;
в2 2
о при о < 0.
^22
о при о < 0.
^22
о при о. < 0;2
)1
Следующим этапом в создании оболочек сухих отсеков является ра- щюнальное размещение материала в конструкции оболочки, обеспечивающее выполнение условия отсутствия общей потери ее устойчивости. Расчеты на прочность и устойчивость реальных конструкций, насыщен
ных люками, вырезами, надстройками и другими конструктивными элементами являются сложной задачей, решаемой, как правило, на ЭВМ методом ксмючного элемента. При оценке варианта конструкции и выбора его рациональных параметров следует руководствоваться следующими общими соображениями.
Для обеспечения минимальной массы необходимо стремиться к дос
тижению в конструкции оболочки максимального значения параметра:
Y = 4 电.Y = 4 电.для цилиндров (характерного для РМ удлинения) под осеылц сжатием и сфер под давлением У =【В& = J%% для цилиндров под давлением
Y = 4 电.
Y = 4 电.
Величина В.1.2Величина В.1.2характеризует жесткость стенки оболочки
Величина В.
1.2
Величина В.
1.2
на растяжение (сжатте) в продольном / и кольцевом 2 направлениях.
Она зависит от механических свойств материала, расположения руюших элементов в слоях (схемы армирования), количества и ложения материала, образующего оболочку. Величина 2 - иа жесткость оболочки соответственно в продольном и кольцевом н лениях, учитывающая геометрические параметры конструкции с Задача конструктора - при минимально необходимом по усжвиям ности количестве материала распределить его таким образом, создать оболочку» стенка которой имеет максимально возможн^ ги&{ую жесткость. [
рми 1СП0рми 1СП0генки. проч- чтобы ю из-генки. проч- чтобы ю из-Так как в о&цем случае модули упругости элементов, составляющих конструкцию оболочки (обшивка, ребра, стрингеры, шпанго|уты и т.д.), могут бьпъ различными, при расчетах осуществляется приведение их жесткости к модулю упругости одного из этих элементов, час то, например, к обшивке. .
рми 1СП0
рми 1СП0
генки. проч- чтобы ю из-
генки. проч- чтобы ю из-
Коэффициент приведения - редукционный коэффициент:
9厂厂一， обш
где & - модуль упругости приводимого элемента конструкции.
Приведенные жесткости в осевом и кольцевом направлю (щенке оболочек с равномерным шагш составляющих их одн элементов равны
где г - площадь сечения в осевом и кольцевом направлениях i-i подкрепляющего элемента конструкции, составляющего оболочку (ре( ра, стрингеры, шпангоуты); / - шаг расположения подкрепляюид элементов в осевом и кольцевом направлениях; / 一 момент инерции конструкции оболочки. Он в данном случае определяется как момент инерции в осевом / и кольцевом 2 направлениях оболочки, ширина ко- т^х)й равна шагу подкрнтяюших ее элементов (для трехслойной и гладкой конструкций оболочки ширина принимается равной принятой в расчетах единице длины, например 1 см). Мометг инерции сечения(М1- ределяется с учетом редукционных коэффициентов.
■ = 2 喊Е в2; №рпр■ = 2 喊Е в2; №рпргладгладосевая сила определяется следующим образом, цилиндрических оболочек:
■ = 2 喊Е в2; №рпр
■ = 2 喊Е в2; №рпр
глад
глад
для подкрепленных и многослсмшых цилиндрических оболочек (здесь и ниже формулы для многослойных оболочек приведены с учетом того, что средние слои, в том числе и заполнитель в трехслойных конструкциях, являются жесткими на сдвиг, что в основном выполняется на практике):
Г = 2я^Е кр пр
Величина критического внешнего давления равна
для гладких цилиндрических оболочо<
Е 55/2
р = 0,92fe "Р 9 -；
кр &3/2
для подкрепленных и многослс^ных цилиндрических оболочек
р = 0,92fe4
%&3/2
для гладких сферических оболочж
Е 52
для подкрепленных и многосл^шых сферических оболочек
Здесь Е - приведенный модуль упругости, который для цилинд- ПР
осевой силой, и сфер под давлением определяетсяосевой силой, и сфер под давлением определяетсяров, натр：ров, натр：каккак,а для цилиндров под внонним давлением —七叩
осевой силой, и сфер под давлением определяется
осевой силой, и сфер под давлением определяется
ров, натр：
ров, натр：
как
как
k - коэффициент устойчивости, величина котс^юго существенно зависит от соотношения упругих характеристик материала，
технологии и качества изготовления оболочки. Ддя качественно и товленных оболочек при проектировашш можно принимать следую, значения этого коэффициента：/
для гладких - 6 二 0,1 …0,15;
для трехслойных и сетчатых - ^ = 0,3…04/
КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ
КОНСТРУКЦИЙ
Конструкция сухих отсеков состоит из следукмцих оснж1ых Эшментов： силовой оболочки, стыковых соединений, силового подкрепления оболочки (шпангоуты, стрингеры, балки и т.д.), люков, вырезов, обтекателей, гаргротов и т.п.
Конструкция оболочос из композиционных матфиагюв характеризуется:
типом конструкции;
схемой армирования составляющих оболочку элементов - оливки и ребер;
материалом этих элементов;
технологией изготовления оболочки.
Для обшивок сухих отсеков наиболее рацишальна продольноперекрестная схема армирования, при этом продольные слои желательно располагать в середине толщины обшивки, а перекрестные - снаружи. Эта схема армирования обеспечивает наиболее высокие характеристики общей и местной устойчивости оболочки, а также дает возможность наиболее эффективно пфераспределить действующие на оболочку локальные нагрузки за счет повышения прочности и модуля упругости на сдвиг. Кроме того, при такой схеме армирования по срав- неншб с продольной или продольно-потеречной характеристики прочности на смятие в зоне кроюжных элементсж выше.
При этом следует стремиться располагать слои с одинаковым направлением армирующих элементов симметрично относительно срединной поверхности обшивки (рис. 11.6), что позволяет реализовывать безмо- меигную работу обшивга. Наиболее раотространенными углами армирования являются 0 , 90 , 30 , 45 , 60 . Так как на этапе проектирования трудно точно определить весь спектр сочетания нагрузок, которым отсек может подвергаться в процессе эксплуатации, очень часто для обшивок применяют так называемую квазиизотропную схему армирования. Такая схема с симметрично расположенными относительно срединной гкжерхности о^иивки одинаково направленными слоями, имеющими угловой шаг армирования до 72 , обеспечивает одинаковые ха-
рактеристики прочности и модуля упругости во всех направлениях в плоскости обшивки. Наиболее часто применяются следующие квазиизо- тротные схемы армирования: О /±60°; 0°/90°； ±45°. Для ребра в вафельных и сетчатых оболочках
на^олее рациональна однонаправ
ленная схема армирования с рас- Рис. 11.6. Схема симметричного ПОЛОЖО!Ием арМИруюШИХ элементов армирования обшивки оболочки вдоль оси ребра.
Материал и технология изготсжления оболочки из КМ тесно связаны между собой. При этом необходимо помнить, что реализуалые физикомеханические характеристики композиционных материалов во многш зависят от выбранной технологии изготовлетия того или иного эле
мента конструкции.
Так, на^олее высокие характеристики прочности и модуль упругости реализуются при прессовом, автоклавном способах изготовления и при намотке, т.е. там, где создается достаточно большое (0,2…0,5 МПа) избыточное давление и в максимальной стоюни уменывена волнистость укладки армирующих волокон. При использовании вакуумного формования или намотке отсеков большого диаметра тканевыми препретами (в этом случае не удается создать необходимое давление за счет натяжения полотна ткани) характеристики прочности и модуля упругости снижаются на 20...30 %.
Стыковые соединения в отсеках из композиционных материалов представляют собой одно из наиболее сложных, ответственных и трудно аналитически оцениваемых мест конструкции.
В общем случае стыковые соединения отсеков включают в себя торцевые шпангоуты, фитинги под стыковочные болты, местные усиления оболочки и крепежные элементы, соединяющие их между собой. Торцевые шпангоуты могут изготавливаться как из КМ, так и из металла. Шпангоуты из КМ находят применение в небольших, порядка до 2 м диаметром, отсеках с часто расположенными стыковочными болтами.
Если отсеки изготавливаются методом намотки, то одновременное вматывание шпангоутов дает выигрыш в трудоемкости. Наиболее типичные конструкции таких шпангоутов приведены на рис. 11.7.
Однако несмотря на техножгические преимущества, цельномотанная конструкция торцевых шпангоутов имеет и серзезные недостатки. Основной из них связан с низкими характеристиками ПКМ на сдвиг в плоскости монослоя, межслойный сдвиг и отрыв. Этот недостаток приводит к ограничению нагрузки на стыковочный болт и необходимости 373
Рнс. 1 L 7 * Стыковочные шпангоуты нз КМ:Рнс. 1 L 7 * Стыковочные шпангоуты нз КМ:а — конструктивное исполнение стыковочных шпангоутов из КМ, получаемых способом намотки; б — типовые конструкпиише решения мест установки стыковочных болтов в шпангоутах нз КМ; / — шпангоут: 2 — втулка; 3 — футорка; 4 — усиливающее кольцоа — конструктивное исполнение стыковочных шпангоутов из КМ, получаемых способом намотки; б — типовые конструкпиише решения мест установки стыковочных болтов в шпангоутах нз КМ; / — шпангоут: 2 — втулка; 3 — футорка; 4 — усиливающее кольцоРис. £1.8. Конструктивное исполнение сты
Рнс. 1 L 7 * Стыковочные шпангоуты нз КМ:
Рнс. 1 L 7 * Стыковочные шпангоуты нз КМ:
а — конструктивное исполнение стыковочных шпангоутов из КМ, получаемых способом намотки; б — типовые конструкпиише решения мест установки стыковочных болтов в шпангоутах нз КМ; / — шпангоут: 2 — втулка; 3 — футорка; 4 — усиливающее кольцо
а — конструктивное исполнение стыковочных шпангоутов из КМ, получаемых способом намотки; б — типовые конструкпиише решения мест установки стыковочных болтов в шпангоутах нз КМ; / — шпангоут: 2 — втулка; 3 — футорка; 4 — усиливающее кольцо
ковочного шпангоута нз КМ, усиленного салфетками нз стеклопластика：
/ — слои кольцевой намотки ;2 — салфетки нз
стеклоткани
усиления шпангоута за счет введения поперечных связей между слоями в ыще, например, выложенных салфеток из стеклоткани (рис.11.8).
Он же приводит и к достаточно большой массе цельнс^танных шпангоутов, так как момент инерции торцевого шпангоута для обеспечения необходимых условий опирании оболочки должен в ьюсколько раз превышать ее ипогонныйм момент инерции.
Изготовить же тонкостенный шсокий с неперерезанными волокнами цельномотанный толевой шпангоут технологически чрезвычайно трудно, а при реализуемых технологией возможностях за счет нерационального размещения материала и фо曲ы массива масса шпангоута оказывается д(жольно большой.
Большее распространение в конструкции отсеков РН имеют металлические торцеыле шпангоуты с фитингами под стыковочные болты (рис.1Е9).
Такая котструкиия стыков позволяет передавать на отсек достаточно большие сосредоточенные нагрузки и, следовательно, сущест-
Рнс. 11.9. Конструктивное оформление мест стыковки отсеков из КМ с накладными металлическими шпангоутами:
/ — оболочка; 2 — фнтннг; 3 — усиление оболочки; 4 — стыковочный металлический шпангоут; 5 — внутренний угольник шпангоута; 6 — стыковочный штырь; 7 — крепежные элементы
венно уменьшить число стыковочных болте®, что очень важно при эксплуатации РН. Шпангоуты изготавливаются из алюминиевых профилей марки Д16Т, В95, фитинги - из штамповок АК6Т1, В95. Шпангоуты и фитинги, а также крепежные элементы, на которых они крозятся к оболочке, ставятся на клеях холодного отверждения типа ВК-9. Зазо- рл между торцом оболочки и шпангоутами заполняются ксжшаундом из стеклокрошки и клея. Сама оболочка в местах расположения фитингов имеет усиления в ы<де накладок, утолщения стеюк и ребер.
Для уменьшения нагрузок, пертендикулярных поверхности оболочки, целесообразно располагать оси стыковочных болтов по оси центра тяжести сечения оболочки. При сетчатой или вафельной конструкции оболочки расположение стыковочных болтов рашюнально совмещать с перекрестиями ребер, при этом всемерно стараясь избегать их перерезания. Еще лучше, если при изготовлении намоткой отсеков этих типов конструкций удается установить в местах разворота нитей, жгупж закладные элементы в ыще втул(ж, сухарей, котс^ые служат ограничителями на торцах для наматываемого материала, а впоследствии используются для стыковых креплении, ^го конструктивное решение позволяет избежать перерезания нитей, образующих ребра, а также обеспечить передачу нагрузок сразу непосредственно на ребра.
При котструировании стыковых соединений следует учитывать и сравнительно неылсокие характеристики ПКМ на смятие под крепежными
элементами. Этот недостаток устраняется введением между слоями пластика в местах крепления тонких прослоек материала с внс(жими характ^истиками на смятие и близким к материалу оболочки коэффициентам линейного расширения, чтобы избежать расслоения при полимеризации оболочки. Например, часто примедяют титановую фольгу толщиной 0,1 …0,2 мм или вводят прослойки из стеклоткани.
Эффективным с точки зрения равнопрочности оболочки на смятие и срез крепежных элементсж является уменьшение диаметра этих элементов. &х)ме тото, это позволяет уменьшить степень пферезания волсжон в пластике. Рек(^ендуемые минимальные значения перемычек между центром отверстия под крепежные эле^нты и краем оболочки составляют три диаметра этих элементов, между соседними отверстиями -2,5 диаметра.
Элементы силового подкрепления оболочки - шпангоуты, стрингеры, балки - так же, как и в случае торцевых шпангоутов, могут изготавливаться заодно с оболочкой или отдельно с последующим их соединением.
Типовые конструктивные решения этих подкреплений приведены на рис,11.10.
Так как основным требованием, предъявляемым к этим элементам, является обеспечение прочности и устойчивости, то целесообразно при их кшструировании размещать в полках этих элементов однонаправленные материалы» обладающие высокими значениями удельных модуля упругости и прочности, такие, как боро- и углепластики. Боковые же стенки этих подкреплении, работающие на сдвиг, рационально выполнять со схемой армирования ±45 .
При отдельном изготовлении силовых подкреплении они, как правило, соединяются с оболочкой клееболтовыми и клеезаклепочными соединениями.
Рис. 11.10. Типовые конструктивные решения силовых подкреплений оболочки:О — с вкладышем из легкого заполнителя н усиленными полками; б — с полым вкладышем н усиленными полками; в — с намоткой жгутом; 2 — с вкладышем: / — оболочка; 2 — усиления однонаправленным КМ; 3 — формообразующий элемент (он же стенка);4 — легкий заполнитель;5 — полый вкладыш; 6 — жгуты однонаправленного КМ; 7 — внутренние слон обшивки; 8 — вкладышРис. 11.10. Типовые конструктивные решения силовых подкреплений оболочки:О — с вкладышем из легкого заполнителя н усиленными полками; б — с полым вкладышем н усиленными полками; в — с намоткой жгутом; 2 — с вкладышем: / — оболочка; 2 — усиления однонаправленным КМ; 3 — формообразующий элемент (он же стенка);4 — легкий заполнитель;5 — полый вкладыш; 6 — жгуты однонаправленного КМ; 7 — внутренние слон обшивки; 8 — вкладыш
Рис. 11.10. Типовые конструктивные решения силовых подкреплений оболочки:
О — с вкладышем из легкого заполнителя н усиленными полками; б — с полым вкладышем н усиленными полками; в — с намоткой жгутом; 2 — с вкладышем: / — оболочка; 2 — усиления однонаправленным КМ; 3 — формообразующий элемент (он же стенка);4 — легкий заполнитель;
5 — полый вкладыш; 6 — жгуты однонаправленного КМ; 7 — внутренние слон обшивки; 8 — вкладыш
Рис. 11.10. Типовые конструктивные решения силовых подкреплений оболочки:
О — с вкладышем из легкого заполнителя н усиленными полками; б — с полым вкладышем н усиленными полками; в — с намоткой жгутом; 2 — с вкладышем: / — оболочка; 2 — усиления однонаправленным КМ; 3 — формообразующий элемент (он же стенка);4 — легкий заполнитель;
5 — полый вкладыш; 6 — жгуты однонаправленного КМ; 7 — внутренние слон обшивки; 8 — вкладыш
Очень внимательно следует подходить и к конструирсжанию заделок силовых подкреплений, усиленных композиционными материалами. Ввиду мал(讷 прочности и жесткости на сдвиг КМ заделки этих элементов должны иметь достаточные размеры, чтобы обеспечить дсмтускаемый уровень интенсивности загрузки накладсж и жгутов из КМ. Fig этш следует отдавать предпочтение КМ, имеющим более высокие значения сдвиговых характеристик.
Вырезы, отверстия, люки являются, как правило» элемитами, гцжсуищми каждому отсеку РН.
Конструктивное оформление их (рис.11.11) может бьпъ рааличным для разных типов конструкций- Так как любые вырезы в оболочках приводят к перерезанию сшювых элементов, то оснсвная цель к(ж- структора： во-первых, свести это перфезание к минимальному, а, во-вторых, разработать такую конструкцию к(»тенсашюнного усиления в районе выреза, которая, выполняя требования по передаче нагрузки, обеспечивала бы минимум массы. Целесообразно, например, в сетчатой и вафельной конструкциях оболочки располагать отверстия между ребрами или, если это возможно, производить местную раздк<жку ребер. Одновременно следует предусматривать усиливающие накладки. Так как в ражн^е вырезов перераспределение нагрузки прожходит в осноыюм 狛 счет сдвиговых напряжений» то ра<омендуемая для накла- д(ж схема армирования ±45 .
Рис • 11.11. Варианты конструктивного нсполнення люков:
О, б — неснловые люкн; 6, а — снловые люки; / — оболочка; 2 — усиливающие какладкн; 3 — крышка люка; 4 — крепежные элементы; 5 - перестыковочные какладкн; 6 — вкладыш
Крышки лкжов, местные обтекатели и гаргроты из КМ обычно выполняются гладкой или трехслойной конструкции. Крепление их в основном одностороннее с болтами с анкер1ыми гайками. При отсутствии последующей разборки узла и достаточной толщине конструкции можно заворачивать болты крошения на клею непосредственно в КМ.
Фермы. Типовая ферма из КМ состоит из стержней и объединяющих их фитингов (рисЛ 1.12).
Стержни в свою очередь состоят из собственно стержня и закон- цовки, посредством которой он крепится к фитингу. Наиболее распространенные типы соединений трубчатых ст^)жней с законцовками можно разделить на два класса： клеевые и клееболтовые соединения； соединения, оснсжанные на затоплении образующих стержней из КМ (рис. 11.13).
Рис. 11.12. Общий внд фермы:
/ — фнтннг; 2 — стержень
2
механическоесоединение;2— соединениедиффузионной сваркой для боралюмннневых стержней; 0 — соединение смеханическоесоединение;2— соединениедиффузионной сваркой для боралюмннневых стержней; 0 — соединение сзащемлением стержня между фнтннгом н законцовкой:/ — законцовка; 2 — стержень; 3 — клей: 4 — кольцевая подмотка;5 — крепежные элементы; 6 — прокладка из стеклоткани; 7 — болт;8 — сферическая шайба; 9 — фитингзащемлением стержня между фнтннгом н законцовкой:/ — законцовка; 2 — стержень; 3 — клей: 4 — кольцевая подмотка;5 — крепежные элементы; 6 — прокладка из стеклоткани; 7 — болт;8 — сферическая шайба; 9 — фитинг
механическоесоединение;2— соединение
диффузионной сваркой для боралюмннневых стержней; 0 — соединение с
механическоесоединение;2— соединение
диффузионной сваркой для боралюмннневых стержней; 0 — соединение с
защемлением стержня между фнтннгом н законцовкой:
/ — законцовка; 2 — стержень; 3 — клей: 4 — кольцевая подмотка;
5 — крепежные элементы; 6 — прокладка из стеклоткани; 7 — болт;
8 — сферическая шайба; 9 — фитинг
защемлением стержня между фнтннгом н законцовкой:
/ — законцовка; 2 — стержень; 3 — клей: 4 — кольцевая подмотка;
5 — крепежные элементы; 6 — прокладка из стеклоткани; 7 — болт;
8 — сферическая шайба; 9 — фитинг
Наиболее заманчивое с точки зрения конструкции чисто клеевое соединение требует для своего качественного выполнения выссжой культуры проиадодства, точного взаимного изготовления элемитов и скрупулезнсмх) выполнения технологического процесса сборки-склейки. Так как эффективная длина клеевого шва составляет 20...30 мм, то с увеличением нагрузки клеевые соединения выполняют многоступенчатыми, что оце более усложняет технологию изготовлошя и сборки. К сожалению, и в этом случае непосредственно проконтролировать прочностные качества полученнсях) клеевого соедина<ия нельзя ввиду отсутствия соответствующих методов н^жрушающего контроля. Также остается малзгсследованным вопрос гарантирсжания сохранения прочностных свойств клевых шв(ж в условиях предполетнс^ эксплуатации РН. Поэтому чисто клеевые соединения в основном ткжа применяются для малонагруженных ферм.
Клееболтовой способ позволяет повысить надежность соединения и нагрузку, передаваемую через него, но имеет и большую массу в связи с необходимостью обеспечения требуемого расстояния между крепежными элементами и увеличением толщины стенсж стержней в местах крепления для компенсации низких характеристик ПКМ на смятие. Рекомендации по введению прослоек для повышения этих характеристик и расположения размеров крепежных элементов аналогичны ранее щнше- денным.
Второй тип соединений основан на различных конструктивных решениях защемления слоев материала стч)жня. Примотка слоев ст^)жня во впадины или проточки законцовки - сравнительно простой технологический прием, но масса соединения сравнительно велика, а искривление несущих слоев на законцовках требует дополнительной компенсации в местах стыков. Более кшпактными получаются соединения, где с минимальным травмированием несущих слоев стержня удается защемить его с обеих сторон. В этом случае можно реализовать передачу нагрузки непосредственно через неперерезанные волокна, о^эазуюшие ст^жень. Более просто решается вопрос заделки при использовании боралюминиевых стержней, так как еще в процессе изготовления самих ст^)жней пр(ж:ходит их одновременное соединение с законцовками.
ПОЛУФАБРИКАТЫ И МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В КОНСТРУКЦИЯХ
Современные композиционные материалы являются результатом соединения разнородных компонентов. Основные компоненты - это армирующие наполнители из материалов с очень высокими физикомеханическими характеристиками прочности и (или) модуля упругости
Материал наполнителя
Плотность
,3 Р，кг/М
Модуль упругости £. ГПа
Предел прочности при растяжении о, ГПа
Удельный
модуль
упругости Е/р, 10-3м
Удельная
прочность
а/p, ю~3 м
Таблица 11.1
Стеклово -
2500
89
3,5
3600
140
локио
Углево-
1950
400
2,1
20500
108
локио
Борово-
2500
400
35
16000
152
локио
Оргаиово-
1450
120
2.8
8300
193
локно
(табл. 11.1)
и матрица
(табл.
11.2), которая
объединяет
армирующие
наполнители и обеспечивает их совместную работу. Собственно физи
Физике- механические характеристики армирующих наполнителейФизике- механические характеристики армирующих наполнителейкомеханические характеристики КМ определяются прочностью и жесткостью наполнителя и матрицы и прочностью их соединения между собой. При достаточно большой гамме сочетании возможных материалов по прочностным, технологическим и экономическим параметрам сложились группы материалов, наиболее часто применяемых в силовых конструкциях отсеков РН. Это - композиционные материалы, армированные борными, углеродными, стеклянными» органическими волокнами. Рассмотрим более подробно их состав и виды получаемых из них по- луфафикатов.
Физике- механические характеристики армирующих наполнителей
Физике- механические характеристики армирующих наполнителей
Армирующие наполнители
Стеклянные волокна. Их получают вытяжкой струи расплавленной стекломассы на выходе из фильер. Волокна имеют диаметр 5…20 мкм. Стеклянные волокна при изготовлении изделий из композиционных материалов используются в виде первичных нитей, ровингов (жгутов)- прядей некрученных нитей, крученых нитей и тканей.
Углеродные волокна. Их получают карбонизацией органических волокон. Трехступенчатая термическая обработка при температурах 250 С, 1000... 1500 °C и 1500...3000 °C позволяет получить волокна
Характеристика
Фенол- фopмaль- дегид- иые
Полиэфирные
Эпоксидные
Кремний- opгaии- ческие
Полиамидные
Таблица 11.2
Предел прочности 0, ГПа
при растяжении
50
50
70
40
90
при сжатии
ПО
120
120
80
260
Предел упругости
9
3
3
8
4
Е, ГПа
Плотность р,
1300
1300
1300
1350
1400
,3 кг/м
Теплостойкость по
160
70
150
260
280
Мартенсу, С
Относительное
ол
0,8
6
0.4
2
удлинение 6, %
Объемная усадка
20
8
3
18
18
Физико-механические свойства отвержденных связующихФизико-механические свойства отвержденных связующих
Физико-механические свойства отвержденных связующих
Физико-механические свойства отвержденных связующих
с кристаллической структурой, близкой к графиту. Применяются волокна в основном в виде ровнивд и лент со слабым утком.
Борные волокна. Их получают восстановлением бора водородом их треххлористого бора с одновременным его осаждением на подложку из нагретой вольфрамовой нити. Выпускаются волокна диаметром 100...200 мкм в виде моноволокна, комплексных нитей с обмоткой стеклонитью, нетканых лент.
Органические волокна, В настоящее время органические волокна, используемые в силовых конструкциях, в основном получают из полимеров на основе ароматических полиамидов. Синтезированный полимер осаждается в воду» сушится и растворяется в чистой серной кислоте. Из этпго раствора через фильер вытягивают волокна, которые затем промывают и подвергают термомеханической обработке. Выпускаются промышленностью в виде нитей, ровнииы, тканей.
В табл. 11.3 приведены характеристики наиболее типичных композиционных материалов, применяемых для изготовления деталей, узлов и отсеков ракет-носителей.
Таблица 11.3
Характеристики композиционных материалов
Материал.
р. кг/м3
а
В1
а
В2
а
■В1
а
'В2
4
£2
7
В
G”
ГПа
1
Стеклопластики&
Стеклоткань Т- 10, связующее ЭДТ-10
1850
0,55
0,28
0,43 0,29 26
18
0,035 4.5 0,17
Ровниг (жгут), связующее ЭДТ-10
1950
1.65
0,02
0.68 0,14
53
4,5 0,03
4,2
0,31
Углепластики
Углеродный жгут, связующее ЭТФ
1450
1,10 0.015 0,39 0.10
180
4,4
0.03
3.5
0,27
Углеродная лента ЛУ-2, связующее ЭТФ-10
1400
0,65 0,025 0.35
0,10
120
6,0 0,025
2.8
0,22
Органопластики
Нить СВМ, связующее ЭДТ-10
1350
1,90 0,031
0,29
0,10
84
4,7 0,027 3,5
Ткань, связующее ЭДТ-10
1300
0.68 0.42
0.14
0,12
22
12 0,037 4J
0,13
Материал, состав
р. кг/м3
О
В1
а
В2
а
'В1
а
В2
4
Е?
7
В
G и
12 产 12
ГПа
Боропластик
Нити борные 20001,2 0,022 0,84 0,15 190 12 0,045 6.3 0,24
или КБСН, связующее эпоксидное
Продолжение табл. //.3
Боралюминнй
Нити борные, 2600 матрица АМгб
1,2 0,14 0.S4 0.15 180 70 0,08548 0,26
Материалы матриц
В силовых конструкциях в настоящее время применяются КМ на полимерной и металлической матрицах.
Полимерные матрицы (связующие) представляют собой отвержденные термореактивные смолы или олигомеры. Наиболее ширсжо применяются полиэфирные, фенолформальдегидные, кремнийорганические, мкжсидные связуюшис и связуюшис на основе циклических олигомеров.
Полиэфирные и фенолформальдегидные смолы дешевы и технологичны, но имеют большую объемную усадку, невысокий уровень механических характеристик. Полиэфирные к тому же малотеплостойки. Наиболее широкое распространение получили связукмцие на основе эпоксидных смол. Они обладают высокими механическими свойствами и адгезией к различным наполнителям, имеют достаточно широкий диапазот отверж* дения, могут длительное время находиться в неотвержденном состоянии, что позволяет на их основе изготавливать полуфабрикаты (препреги) из армирующих наполнителей, пропитанных связующим и частично отверждошых.
10)емнийорганические смолы и олигоцентрические связующие (полиамидные) характеризуются высокой допускаемой температурой эксплуатации» хорошими механическими характеристиками, стойкостью к дей-
ствию агрессивных сред. Их недостатком являются значительные тем нологические трудности в изготсжлении изделий на их основе. В
Металлинеские матрицы представляют собой сплавы летюц металлов. Наиболее распространены матрицы из алюминиевых сплавов АМг, АМц и другие. Большую термостшкость имеют матрицы из титановых сплавов и спеченных алюминиевых порошков. По технологии получения КМ на их основе матриин подразделяются: на деформируемые, например, за счет прокатки пакета из перемежающихся листов алюминиевой фольги и слоев армирующего наполнителя; литейные, когда армирующий наполнитель протягивается через расплавленный металл мат- ршн с последующей прокаткой; порошковые, при которой материал матрицы спекается вокруг армируюцего наполнителя.
ИЗГОТОВЛЕНИЕ И ИСПЫТАНИЯ ОТСЕКОВ I
Технология и^отовления - очень важный этап в разработке к(ж| струкнии изделий из композиционных материалов. От выбранной технологии, оборудования, оснащения зависят вид выбираемого полуфабриката, реализация закладываемого конструктором уровня характеристик, ста&тьность получения этих характ印истик и объективность их контроля. И, конечно, сама конструкция без четкого представления о технологии ее изготовления не может бьпъ создана.
Технологический цикл изготовления отсеков из КМ структурно состоит из следующих основных этапов: подготовки исходных матфиалов, формообразования конструкции и ее элементов, сборочно-ькханических операций, заключительных операций. Приведенное членение не является жестко регламентированным, при некоторых технологиях возможно их совмещение или разделение. Рассмотрим типичные cnoco&i выполнения отдельных этапов.
Подготовка исходных материалов начинается с входн(лх> коттроля компсжентов - наполнителя и матрицы. Затем следует этап совмещения их между собой. Этот этап может быть автономным. В этом случае получают полуфабрикаты КМ - препреги. Для полимерных композиционньи| матфиалов нити, жгуты, ленты, ткани пропитывают на спеииальныж пропиточных машинах и подсушивают. Затем их сматывают на бобины! отделяя слои друг от друга разделительной пленкой. I
Способ получения полуфабрикатов из металлических композищюнныз| материалов зависит от вида и материала матрицы. |
Так, большое распространение получил способ получения лент и листов из боралюминия, при котором материал матрицы наносят плазменным напылением на намотанные виток к витку на оправку борные
нити. Для материалов с литейной матрицей армирующие нити пропускают через расплавленный металл матрицы, затем прокатывают, получая ленты металлического композиционного материала. Еще один распространенный способ получения лент и листов из металлических композиционных материалов заключается в том, что слои выложенного наполнителя чередуют со слоями фольги материала матрицы и прокатывают с подогревом собранный пакет.
При таких технологиях, как “мокрая” намотка и пултрузия, операции совмещения компонентов и формообразования конструкции объединены. Армирующий наполнитель проходит через ванну с мате^жалом матрицы и поступает на отравку или фильеру, где и происходит фф- кюобразование конструкции или ее элементов.
Процесс формообразования состоит из двух этапов: получения заготовки и тфмс^еханической обработки, включающей в себя создание необходимых давлений и температур. На втором этапе происходит фиксация формы изделия и отверждение связующего (для ПКМ) или спекание, диффузионная сварка материала матрицы (для МКМ).
Наиболее широкое применение в изготовлении отсеков ракет- носителей и их элементов получили метод намотки, вакуумное и автоклавное формование, прессование и пултрузия.
Наиболее автоматизированным способом получения заготовок является способ намотки. Этим способом при намотке нитями и жгутами получают оболочки гладкой, вафельной и сетчатой конструкции, гладкой и трехслойной конструкции - при намотке тканью и лентой. Схемы тканевой намотки отсеков и “мокрой“ намотки пржедены на рис. 11.14. Намотка производится на оправку, выполненную по внутреннему контуру оболочки. При необходимости получения на внутренней гкжерхности оболочки ребер, шпангоутов на отравке формируются пазы, в которые и производится укладка нитей и жгутов, образующих эти эле^нты. Для снятия оболочки с оправки, особенно в тех случаях, когда оболочка имеет ребра, оправка делается разборной (при малых габаритных размерах изделия) или выполняется с наружным слоем из удаляемого мат^иала, например гипса или пенопласта, в которых делают необходимые пазы. При изготовлении трехслойных оболочек сначала наматывают внутреннюю обшивку, частично ее полимеризуют, затем на нее наносят клеевую пленку, сотовый заполнитель, внешнюю клеевую пленку и наматывают внешнюю обшивку. После окончания процесса намотки изделие на оправке поступает в автоклав или тфмо- печь, где производится полимеризация связующего.
Достоинством этого способа являются высокая производительность и высокая степень автоматизации работ.
К числу недостатков относятся：
Рис.
рица;
ваемая оболочка; 2 — оправка; 3 — прижимной греющий вал; 4 — препрег ткани; 5 — бабины с препрегом; 6 — шпуляринк; 7 — шпули с нитями (жгутами); 8 — натяжной валик; 9 — ванна со связующим; 10 — отжимные валики; // — головка раскладчика; 12 — каретка расклад
чика
при тканевой намотке - получение неоптимальной схемы армирования (90 ) - для тканей со слабым утком (например, угольные ленты) и 0°/90 - для тканей с усиленным утком или использованием продольно-поперечной намотки. Этот недостаток может бьгпу устранен за счет разработки тканей, в которых основа и уток будут расположены под углами к оси полотна；
при намотке отсеков нитями, жгутами и лентами в направлениях, отличных от кольцевого, необходимо на оправке иметь технологические днища, на которых происходит их разворот в обратном направле-
386
О О С) О
；р о оК
л 6акуу*на8cg
Давление
№
Г
11.15. Схемы формирования отсеков из ПКМ:
прессовое:
—иагревателн:
выталкиватель; б
Z — пуансон; вакуумное, 8
иэделие ： 4 —
автоклавное:
мат
ва-
куумирующая система; 2 — вакуумный чехол; 3 — оболочка; 4 — оправ-
ка; 5 — печь; 6 — тележка; 7 — автоклав
нии. После окончания полимеризации при подрезке торцов отсека материал, намотанный на днище, отрезается, вследствие чего большая масса его вдет в отходы. И эти пот^)и тем больше, чем больше диаметр отсека.
Следующими распространенными способами изготовления отсеков из ПКМ являются вакуумное и автоклавное формование, а для сравнительно небольших деталей и узлов - прессование (рис. 11.15).
При этих способах заготовки из препрега выкладываются на оправку, а затем под действием давления и температуры производится окончательное формообразование конструкции. Выкладка загопжок на оправку - наиболее трудоемкая часть процесса при всех этих способах.
До последнего времени он в основном проводился вручную. В настоящее время активно производится разработка и внедрение так на-
387
Рис. 11.16. Схема лентоукладочной головки ^выкладочного центра": / — матрица; 2 — заготовка нэде- лня; 3 — нож; 4 — натяжные рамкн;
5 — ролик, разделяющий препрег от защитной ленты;6 — бабнна для
намотки защитной ленты; 7 — препрег; 8 — бабнна с препрегом; 9 不 прикатывающий ролик司
』П1 JL ◎
зываемых *выкладочных центров** по программе укладывающих в &зываемых *выкладочных центров** по программе укладывающих в &
зываемых *выкладочных центров** по программе укладывающих в &
зываемых *выкладочных центров** по программе укладывающих в &
станков с программным управлением, данных направлениях ленты препрега.
Схема лентоукладочной головки такого станка приведена на W&1L16. Из рассматртваемых способе® наиболее прост в оснащении
способ вакуумного формования. Им можно получать детали и отсеки больших размеров и сложной формы. Однако избыточное давление, действующее на формуемый элемент, невелико (0,07…0,09 МПа), в
результате чего матфиал недостаточно уплотняется и его физико
механические характфистики прочности и модуля упругости на 20...30 % ниже, чем при иачуговлении автежлавным или прессовым способами.
Способ автоклавного формования выгодно отличается от вакуумного более высоким избыточным давлением формования (0,2... 1»0 МПа), что позволяет получать более качественную форму изделия и реализации в материале более высоких механических характеристик.
Способ прессования ограничен в применении ввиду сложности оснастки -для него необходимо иметь уже не оправку, а точно взаимно выполненные пуансон и матрщу. Кроме того, при увеличении габаритных размеров изготавливаемого изделия необходимо резко увеличивать мощность пресса. Этот способ в основном применяют для ффмования небольших силовых элементов, местных обтекателей, листов обшивок.
Способ пултрузии (рис. 11.17) применяют для получения профильных силовых элементов конструкции - стрингеров, балеж, труб и т.п. Суть этого способа состоит в непрерывном протягивании чфез профилирующую форму - фильеру армирующего наполнителя, прсяттанного связукмцим.
Технологические способы формирования изделий из металлических композиционных матфиалов принципиально похожи на приведенные выше 388
Рис. 11.17. Схема установки для нзготовлення элементов пултрузией:
/ — бабнны с нитью; 2 — натяжйой ролик; 3 — ванна со связующим; 4 — отжимные ролики; 5 — фильера; 6 — печь предварительной полнме- рнзацни; 7 — печь окончательной полимеризации; 8 — подающие ролики; 9 — отрезное устройство; 10 — характерные сечення, получаемые методом пултрузии
и требуют существенно более сложного и трудоемкого оснащения ввиду того, что для соединения слоев полуфабриката необходимы высокие давления (20,0...40,0 МПа) и температуры в несколько сот градусов.
Приниипиальные схемы наиболее распространенных способ(応 газостатическш) и паростатического способов ффмования приведены на рис. 11.18. Если при газостатическом способе необходимое для формования давление создается подводимым сжатым газом, то щж
6
Рис. 11. 18. Схемы газостатнческого (О) и паростатического (6) способов формования стержней нэ МКМ:
/ — крышка; 2 — торцевой упор; 3 — деформирующая диафрагма; 4 — законцовка; 5 — вкладыш; 6 — наружная оправка; 7 — трубка из моно* слоев металлического КМ
паростатическом способе - парами воды, вскипающей под дейстиюм температуры.
Сборочно-^хани^юские операции включают в себя подрезку торцов отсосов, вырежу люков, установку силовых элемотгов - стрингеров» шпангоутов, фитингов и т.п. Специфичным для композиционных материалов является применяемый при обработке режущий инструмент. Если такие материалы, как углепластик и органопласгик, х（фошо 腕абаты- ваются обычными твердосплавными резцами, срезами, сверлами, то для обработки стеклопластиков, а тем более боропластиков и б（4）алюминия необходим алмазный инструмент. Но и он при обработке борсжомпози- щюнных материалов быстро выходит из строя, поэтому все большее распространение получают электрофизи^кие методы обработки, на- пртмер электроискровая.
Заключительные операции включают в себя контроль и нанести теплозащитных и лакокрасочных покрытой.
Испытания изготовленных отсеков различаются на приемосдаточные, партионные и установочные. В отличие от отсеков из металла в силу большого влияния технологии и отсутствия всесторонних объективных методов контроля реализации физико-механических характеристик непосредственно в конкретном агрегате отсекам из КМ присуща большая неопределенность в определении качества изготовленного агрегата.
В связи с этим кроме традиционной лабораторно-стендовой отработки, где определяются статическая и динамическая прочность изделия, проводятся функциональные, климатические и другие испытания, необходима комплексная проверка пригодности каждого из них, особенно при изготовлении первых штатных отсеков. Для этсих» целесообразно на первых 5...10 изделиях проводить обтяжку штатных конструкций на эксплуатационные уровни нагрузок, соответствующих определяющим для отсека расчетным случаям* При этом необходимо проводить тензометрирование и замер деформаций наиболее нагруженных мест конструкции. Если результаты этих испытаний будут показывать достаточную стабильность, то переходят к традиционным контрольно- выборочным испытаниям, в процессе которых подвергают проверкам один отсек от партии в 3...5 шт. Целесообразно также периодическое повтфение статических и динамических испытании через партию в 10...20 изделий с целью подтвфждения сохранения необходимых запасов прочности. И, конечно, необходимо проведение установочных испытаний» как правило, в объеме лабораторно-стендовой отработки отсека при изготовлении его на другом производстве или изменении технологии изготовления.
Глава 12 ГЮСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАЗРАБОТКИ КОНСТРУКЦИИ. АВТОМАТИЗАЦИЯ КОНСТРУКТОРСКИХ РАБОТ
Разработка конструкции ракеты-носителя является объемным и сложным процессом, начиная с формирования требований к будущему изделию до сдачи его для последующей эксплуатации. На рис. 12.1 гредставлена структура жизненного цикла ракеты-носителя, охватывающая всю совокупность работ, из которых более подро&ю раскрыты составляющие, относящиеся к НИОКР, в частности ноюсредственно проектно-конструкторские работы, состав кот^мс регламентирован ЕСКД (ГОСТ 2.10Я-68, Стадии разработки), а именно：
Техническое задание.
Техническое предложение.
Эскизный проект.
Технический проект.
Разработка рабочей документации» которая ведется последовательно для опытного образца, установочной cepw и сершнсго производства.
Следует отметить, что ГОСТ 2.103-€8 определи лишь наиболее обцще черты сло?кившихся стадии разработки технических изделий. Конкретный объем и содержание работ по стадиям в значительной мере
Цик/i создания и эксплуаптации РН
h伽p
ОКР
12.1. Жизненный цикл ракегы-
носнтеля
nnTDEHawhN- 'h-Dd DXEOQDdcnd
ExaodLJ DNUahnHX^
亠 Exaodu pNHClWE 一
xanHRO京du Box〕觴тпнхе 一
俯 _| 3nHD/-c “4Х7“¥М/
определяются как спецификой разрабатываем^) изделия, так и практикой, сложившейся на предприятиях данной отрасли. Последняя часто узаклена в отраслевых стандартах (ОСТ)* Перечень конструкторской документации, наименования, обязанность выполнения также оговорены ОСГом на основе ЕСКД ГОСТ 2.102-68 (Виды и комплектность конструкторских документов).
Техническое задание (ТЗ) устанавливает основное назначение.
технические характеристики, показатели качества, техникоэкономические требования, а также специальные требования, предъявляемые к разрабатываеколу изделию. В состав ТЗ ракеты-носителя, как правило, входят:
диапазон по массе и объему выводимых полезных грузов;
диапазон орбит и наклонении;
время подготовки к пуску；
надежность РН и его основных элементов;
безопасность полета.
Техническое задание утверждается заказчиком и отраслевым министерством и служит основой для формирования технических предложений.
Техническое предложение (ТП) предполагает изучение ТЗ, источников информации, теоретических и экспериментальных данных. Исходя из требовании ТЗ разрабатывается серия предварительных проекте® РН, в которых учитываются все новейшие достижения в различных областях ракетно-космической техники； осуществляется сравнительная оценка проектов с учетом зк(»юмических затрат, конструктивных, эксплуатационных и технологических особенностей; составты- ются рекомендации к разработке наилучшего варианта; на основе предварительной конструктивной проработки и пежерочных расчетов подтверждаются требуемые характеристики РН. Техническое предложение выпускается КБ в виде отчетов по разделам, соответствующих требованиям ЕСКД и ОСТ, общей пояснительной записки и сводной ведомости ТП. Техническое предложение после экспертизы и согласования с заказчиком является основанием для выполнения эскизного проекта.
Эскизный проект разрабатывается с целью установления принципиальных конструктивных, схемных и других решений по выбранному на стадии ТП варианту РН. На этой стадии оценивают возможные технические решения по отдельным системам и агрегатам; устанавливают их особенности и специфику экспериментальной отработки; изготавливают и испытывают макеты и модели с целью прежерки принципов работы и определения параметров агрегатов; оценивают показатели эффективности, надежности, технологичности, стандартизации и уни- 392
фикации аппарата； решают вопросы сборки, перегрузки, транспортировки, установки и обслуживания агрегатами стартового кб«плекса； определяют круг вопросов, которые необходимо решать на последующих стадиях работ； выполняют чертежи, схеиы и другие технические доку
менты.
Технический проект разрабатывается на осн(况е утвержденного заказчиком и отраслевым министерством эскизного проекта. На этой стадии основную часть работы КБ составляет конструкторская разработка, содержание которой будет изложено более подробно ниже. При выполнении технического проекта производят: разработку коютрук- тивных решений по изделию и его составным частям: ффмирежание конструкторских докумоггов в соответствии с ГОСТом; выполна<ие необходимых расчетов, в том числе подтверждающих технико- эк(»юмические показатели, установленные ТЗ; анализ конструкции и технологичности с учетом отзывов предфиятий-изготдаителей: испытания уточненных моделей и макетов. Параллельно проводятся испытания на функционирование наиболее ответственных систем и узлов.
Разработка рабочей документации заключается в создании рабочих чертежей сборочных единиц и деталей, монтажных чертежей, спецификаций узжж, блоков и т.д.； ведомостей покупных (стандартных) изделий, эксплуатащюнных и других документов. На этой стадии разрабатывается директивная технология и проектируется необходимое технологическое оснащение для изготовления опытных офазцов на базе опытного производства КБ с целью проведения испытаний в лабораторных условиях и на испытательных станциях.
Естественно» что работа над конструктивным исполнением ракеты- носителя начинается с самых ранних стадий ее жизненнелх) цикла, так как даже формируя техническое задание на ее разработку проектировщик исходит из опыта конкретных решений, опробированных в предшествующих аппаратах, достижений смежных отраслей, технологии, предопределяя ее исполнение. Одним из важнейших этапов создания РН, где кодструкция начинает “проявляться”，является этап разработки и анализа компоновочных и конструктивно-силовых схем, реализуемый уже на стадии технических предложений. Разработка, анализ и выбор к(»4поновочной и конструктивно-силовой схем РН проводятся совместно с разработкой, анализом и выбором компоновочных и конструктивносиловых схем ее разгонных блоков и входящих в их состав отсеков и элементов конструкции. Исходными данными для этого этапа служат требования, предъявляемые к проекту, ограничения по габаритным размерам, технология изготовления, эксплуатационные условия, а также результаты, полученные на этапе предварительного выбора основных проектных параметров, и в первую очередь нагрузки, действу-
юшие на РН на всех этапах изготовления, транспортировки и функционирования ракеты, по которым устанавливаются расчетные случаи и выбираются коэффициенты безопасности.
При этом ракету-носитель рассматривают как абсолютно жесткое те/ю, а упругость к(М1струкции учитывают с помощью коэф4»щиентов динамичности, принимаемых, например, из предшествующего опыта и предаарителыюго анализа компоновочной схемы. Вибрационные и акустические нагружи, подвижность жидкости в баках, особенности наземной эксплуатации на ранних этапах не учитывают или ориентируются на характеристики прототипов, так как их влияние на массовые характеристики РН не является определяющим, а объем вычислительных работ при этом значительно сокращается.
Исходные данные для разработки конструкции, кроме геометричес- ких характеристик, определяемых из комп(м>вочной схемы, и нагрузок, содержат рабочие температуры, требования к жесткости и массо- во-инериионным характеристикам, характеристики к(жструкодшных материалов и технологические особенности, требования по точности изготовления отдельных агрегате® и их сборки, комп(»ювке аппаратуры, зон и мест обслуживания, расположевш заправочных горловин и стыковочных электро- и пневмоколодок, обеспечивакяща связь с наземным комплексом и т.п. Регламентируют массово-инерционные и геометрические характеристики РН те耳)етический чертеж и массовая лимитная сводка.
Теоретический чертеж отределяет геометрические формы РН, координаты расположения ее основных частей и ее аэродинамические обводы. Теоретический чертеж ракетных блоков содержит не только обводы основных отсеков, но и характеристики всех выступающих элементов, обтекателей, координаты забориков компонентов ттлива, прокладку магистральных трубопроводов, форму и взаимное расположение топливных баков, координаты разь^щения двигателей и осей их поворота, размещение опор для установки РН на стартовое сооружение, схему ь^жблочных связей и т.д.
Массовая лимитная сводка, включающая массы элементов конструкции и агрегата РН, начиная с момента своего составления и до окончания летно-конструкторских испытаний, является основным документом, регламентирующим массовые характеристики РН.
Исходя из компоновочной и котструктивно-силовсм схМ аппарата в целом и значений действующих на них нагрузок, выполняются проектировочные расчеты, позволяющие определить достаточно достоверные массовые характеристики элюентов котструкдаи. При этом в первую очередь рассматриваются принципиальные силовые элементы конструкции. В частности» для топливных баков выбирают конструктивное ис- 394
полнение обечайки (гладкая или подкрепленная), используя для срав- нения упрощенные методики (см. гл. 3) и ориентируясь в пе^ую оче* редь на массовые показатели качества. Для подкретлашых каютрук- ций определяют параметры силового набора до уровня, позволякадего сравнить такое решение с гладкой обечайкой» например, по жвива- лентной толщине. В процессе выбора конструктивного исполнения ос・ новнцх силовых элементов принимается решение и по материалам этих элементов.
После расчета нагрузок, действующих на РН как на абсолютно жесткое тело, и прочности основных элементов конструкции определяют характеристики жесткости и разрабатывают динамическую схему РН, что обеспечивает гкжторный расчет нагрузок, учитывающих динамические свойства конструкции и параметры автомата стабилизации. На основании этого расчета уточняют значения щжюпых в шр&ом. грибли- женин коэффициентов динамичности, которые могут быть использованы при дальнейшем анализе.
Не останавливаясь на деталях, отметим, что параллелыю с перечисленными ылше работами формируются исходные данные для модернизации доработки экспериментальной (стендовой) базы. По существу, это комплексная программа экспериментальной отработки, содержащая требования к характеристикам установок стендовой базы. В частности, программа экспериментальной отработки предусматривает отработку прочности (модельные и натурные испытания), динамики конструкции, систем разделения и сброса отделяемых элементов, а также частные программы отработки отдельных узл(ж и агрегатеж, исследовании св(崩ств материалов в условиях, близких к эксплуатационным. Кроме того, в это же время формируются исходные данные для производственно-технологического комплекса, в которое содержат данные о предполагаемом конструктивном исполнении РН и методах ее изготовления, обшие сведения о габа[»ггных размерах и составе ракетных блоков и т.д. Наиболее содержательной в этой части является подготовка производства, включающая： разработку маршрутной технологии; проектирование и изготовление технологической оснастки, специального оборудования, средств механизации и контроля; разработку тех- нологическш) процесса изготовления РН; планировку цехов, рексж- струкиию предприятия и при необходимости капитальное строительство.
Следует обратить внимание на взаимосвязь процесса ффмирежания компоновочной и конструктивно-силовой схем и процесса разработки директивной технологии. С одной стороны, результаты работ над кем- поновкой входят в состав исходных данных для подготежки производства; с “руг曲 стороны, результаты работ над директивной техноло-
гией влияют на выбор конструктивно-технологических решений, предопределяя по необходимости пересмотр принятых решений по компоновке и конструктивно-силовой схеме. Разработка маршрутной технологии достаточно продолжительный процесс, требующий данных гю к(Ч1- струкнии, получаемых не только на стадии технического проекта, но и на стадии разработки рабочей документации.
Для конструктора стадия ра却аботки рабочей дсжументации - это, в первую очередь, разработка конструкторской документации - наиболее трудоемкая и ответственная задача. К началу разработки конструкторской документации для каждого отсека РН с достаточной полнотой определены предъявляемые к нему требования и условия работы, а также выполнен предварительный анализ возможных вариантов его конструктивно-силовой сх®аы и технологии изготовлетия. Первой задана на этом этапе является продолжение поиска огггимальной км струкции и технологии изготовления, начатого на этапе разработки компоновочной схемы. Решение этой задачи включает в себя прч)абот・ ку вариантов конструкции, расчет на прочность и оптимизацию ее параметра, выбор конструкционных материалов, анализ технологии изготовления, стоимости производства, экспериментальной отработки и т.п. Нередко решение этих вопросов также выалвает пересмотр и уточнение принятых ранее характ^)истик отсека, что требует проведения анализа их влияния на другие элемента РН и ее общие характеристики.
На этой же стадии проводят экспериментальные исследования, в первую очередь относяшяеся к проблемам внедрения н(жых конструктивно-силовых схем, ксжструкодонных материалов, новых технологических процессов, новых условий эксплуатации и т.д.
Заключительной фазой разработки конструкторской документации является определение фактических характеристик и работоспосо^ости отсеков и агрегатов РН в диапазоне параметров внешних условий, оговоренных в требованиях. Фактические характеристики и работоспособность конструкции определяют расчетным и экспериментальными методами, для чего проводят расчеты на прочность и жесткость, определение температур элементов конструкции, уточнение динамической модели отсеков и агрегатов, динамических нагрузок, а также статические и динамические испытания отдельных узлов, отсеков и агрегатов, талловые испытания теплозащитных покрытий. В результате уточняется конструкция отсеков и агрегатов, вносятся изменения в конструкторскую документацию, определяются фактические значения массовых характеристик разрабатываемых отсеков РН и уточняются требования к их производству.
Параллельно с разработкой конструкторской документации и по ее 396
завершении продолжаются экспериментальные работы над ракетой- носителем, отрабатывается технология ее изготовления, увязываются параметры РН и стартового комплекса. С этой целью изготавливается определенное число модельных, макетных и натурных образов отсосов агрегатов и РН в целом, создаются или моди(|я<иируются стедды для отработки систем отделения сбрасываемых элементе» конструкции, систем спасения мн(лх)разовых элементов, огн^ях испытаний ДУ и т.д.
Завершается создание РН прежедением нескольких серий испытаний, которые п{жнято разделять на наземные (статические и динамические) и летные. Статические испытания проводят в оокжном для отсеков и сборок из-за необходимости учета взанмиво влияния стыкуемых агрегатов и выявления действительной несущей способности и жесткости конструкции, по результатам которых прежодят анализ работы струкнии и при необходимости разрабатывают мероприятия по ее доработке. Динамические испытания проводят как для отделымс элементов конструкции, так и для РН в целом с целью определения значений обобщошых жесткостей, коэффициентов дшпфирования и т.д. Так же как и в предыдущем случае, по результатам испытании дорабатывается кодструкторская документация, корректируются параметры РН и уточняется технологическая документация на изготовление летного образца ракеты-носителя. И, наконец, производятся легно-конструкторские испытания, в процессе которых окончательно устраняются недоработки (неустраненные на предыдущих этапах) и уточняются тактикотехнические характерютики РН.
Анализ результатов испытаний, особенно при их неблагогцжггном исходе, может привести к ефьезным изменениям в конструкции, проведению дополнительных стендовых испытаний и т.д. Но это не единственная задача испытаний. Не менее важной является задача определения запасе», заложенных в конструкцию, уточнения расчетных методов и определения возможности уменьшения выявленных запасов с целью улучшения летно-технических характеристик ракеты-носителя.
Продолжительность проектно-конструкторских работ по созданию РН исчисляется годами. И несмотря на накопленный опыт, значительного сокращения времени разработки не ожидается. Такая ситуация объясняется прежде всего уникальностью каждой вновь создаваемой ракеты и стремительно возрастающей сложностью каждого последующего поколения РН по сравнению с предыдущими. По оценкам специалистов, она удваивается каждые 10 - 15 лет. Среднее число элементов в современной ракете составляет в настоящее время десятки тысяч, а стоимость создания современных РН достигает несколыаа миллиардов рублей.
При сохранении традиционной технологии . ведения проектноконструкторских работ число специалистов (проектировщиков, кон- структорсж, технологов и т.д.) с учетом наметившихся тенденции в развитии ракетной техники должно увеличиваться к концу XX века не менее чем на два порядка.
Кроме того, требование сокращения сроков разработки вступает в явное против(фечие с требованиями повышения качества создаваемых аппарат(ж. В этих условиях может оказаться, что принимаемые решения далеки от наилучших, а времени для проработки н(жых вариантов не имеется.
Изложенные обстоятельства убедительно иллюстрируют необходимость перехода на принципиально новые, более прсмрессивные и производительные методы проектирования, основанные на использовании достижений в области вычислительной техники, прикладной математики, гесметрии и т.д.» т.е. перехода к автоматизированному проекти- рсжанию и конструированию. Реализация этих методов привела к созданию вначале систем автоматиафованного проектирования (САПР), а несколько позднее и систем автоматизированного конструирования. И если систаиы автоматизированного проектирования за последние десять лет получили достаточно большое признание и широко внедряются во всех отраслях науки и техники, то систалы автоматизированного конструирования по ряду причин начали приходить на вофужение ин- женерсж только во второй половине 80-х гг.
Зарубежный и отечественный (олт применения систем автоматизированного проектирования и конструирования указывает на возможность существенных сокращений сроков подготовки конструкторской документации, повышения качества объектов за счет сравнения большего числа возможных вариантов конструкции и использования более сложных методик расчета характеристик и выбора параметров конструкции.
Орюнтируясь на применение САПР, следует иметь в виду, что ЭВМ не подменяют конструктора, а являются его партнером, а точнее, “расторопным помошдакомн, оставляя за конструктором право на творческую инициативу и принятие решений, беря на себя так называемые "рутинные” операции, связанные с поиском информации, стандартными расчетами различной информации, включая графическую и т.д.
В общей совокупности проблем автоматизации проектно-конструкторских работ проблема автоматизированного ксчктруирсжания представляется одной из самых сложных. Ксжструирование деталей, узлов, агрегатов и РН в целом считается и до настоящего времени процессом, основанным всецело на опыте и интуиции конструктора и потому трудно поддающимся автоматизации. Однако именно конструирование РН, отличающееся широтой и многообразием своих задач, трудоемкос- 398
л^зю и в ксжечном счете определяющее качество вновь создаваемого изделия, требует концентрации усилий специалистов по ракетостроению и вычислительной технике при создании САПР.
Очевидно, что первоначальные разработки методики САПР базировались на сложившихся за многие годы традиционных методах проектирования и конструирования, которые, может &пъ, не всетда ращкжаль- ны при использовании ЭВМ. Но по мере накопления опыта, методических материалов, совершенствования ЭВМ будут реализовываться все более жжые приниипы и методы создания конструкции вплоть до создания больших отраслевых систем коллективного проектирования. Будут изменяться и те виды работ, которые казались мало удобными для выполнения с помошуо ЭВМ. Расширится круг задач, решаемых в рамках САПР, куда войдут задачи, ранее оставляемые на экспериментальную доработку. С помадью САПР такие задачи могут быть обусловлены теоретически, путем машинного эксперимента. Это позволит значительно сократить натурные физические зкспемменты и доводку конструкции при испытаниях. Видоизменится также документация и способы ее выполнения. С одной стороны, это связано с самими методами автоматизированного конструирования, а с другой - с методикой использования, комплектования и хранения документации на изделие. Например, бумажная документация может йль заменена записью на магнитные ленты, которая во много раз эк(яюмичнее.
Следует отметить, что первый пертод накопления опыта и создания матд)иалыюй базы САПР, внедрения и освоения в производстве, обучения пользователей связан со значительными затратами и малой отдачей средств, направляемых на развитие САПР. Этот период неизбежен. Зато последующее развитие, технический и экономические эффекты щ»1менения САПР должны иметь быстропрогрессируюищй характер.
Проблема разработки принципов и методов автоматизированного кмтруирдния включает в себя такие понятия, как алгоритм проектирования, взаимодействие человека и технических средств САПР, состав и структура САПР и т.д. Ниже рассматриваются оснсжные из них.
САПР (в соответствии с ГОСТ 23501.0-79) - организационнотехническая система, состоящая из комплекса средств автоматизации проектирования, взаимосвязанно) с подразделениями проектной орга- низаиии. выполняющей автоматизированное проектирование. Г!岡 этом автоматизир(жанным называется проектирование, при котором отдельные преобразования описаний объекта и (или) алгоритм его функционирования, а также представление описании на различных языках осуществляются путем взаимодействия человека с ЭВМ (ГОСТ 22487T7).
Таким образом, основу САПР составляет комплекс средств автома-
тизапии, который можно представить как ажокупность технических Земств инффлашюнного, программного, методического и организаци- онното обеспечения. Функционирование системы осуществляется в процессе взаимодействия кшплекса с разработчиками, а также с коллективом обслуживающего персонала, обеспечивающим работоспособность и ражитие системы.
Технические средства САПР представляют собой набор аппаратных Ч)едств вычислительной и организационной техники, преднаадаченных для ввода информации в систему, ее обработки, передачи и хранения, а также вывода во внешнюю среду. IQx)Me того, в состав технических средств входит вспомогательное оборудование (бжжи эн^Х'опитания, система кондидаширования и т.д.). Технические средства соименных отечественных САПР формируются на базе ЭВМ серии ЕС и СМ. ЕС ЭВМ позволяют создавать, благодаря стандартизации их периффийных устройств, многопроцессорные и многомашинные комплексы, структура и состав которых отфеделяются назначением САПР.
Комплектация технических средств в первую очфедь определяется характером решаемых в рамках САПР задач. Одной из наиболее прогрессивных форм комплектации является создание автоматизированных рабочих мест (АРМ), представляющих собой комплекс технических и программных средств, гфедназначенный для решения отределенного класса задач, например задач конструирования машиностроения (АРМ-М).
Учитывая перспективность так(го подхода в комплектации техниче- (жих средств» остановимся несколько подробнее на описании автома- тизрфованного рабочего места.
АРМ является диалогоы^м графическим комплексом проектирования, предназначенным для автоматизации решения научных, инженерно- технических, проектно-конструкторских задач подготовки, преобразования, редактирования текстовой и графической инффиации в процессе взаимодействия пользователя с системой автоматиз1фованного проектирования.
АРМ является средством коллективного пользования и может устанавливаться непосредственно в конструкторских бюро и лабч)атфиях, проектирующих широкий круг изделий. Таким образом, каждое рабочее место может ^пользоваться большим количеством проектировщиков, занятых непосредственно творческой работой.
Технические средства и системное программное обеспечение АРМ делают ето пригодным для ввода, обработки и вывода любого вида графической и текстовой информации.
Набор технических средств, включаемых в состав АРМ, пакет прикладных протрамм, содержание инфч)мационной базы, колкая ффмиру- 400
Рис. 12.2. Состав оборудования автоматизированного рабочего места конструктора
ется пользователем для конкретных задач, - все это определяет специализацию комплекса.
В состав АРМ входит мини-ЭВМ, призванная выполнять роль перифе- рийнсго центра о^>аботки инффьюиии. Мини-ЭВМ должна обеспечить： синтаксический контроль входных данных； управление работой периферийного оборудования;
хранение ыа внешних устройствах локальных баз данных.
$1дро АРМ - это процессор мини-ЭВМ, поэтому для эффективн(мч)использования вычислительных мощностей АРМ целесообразно мини-ЭВМ “связать" с центральной ЭВМ.
Центральная ЭВМ должна осуществлять:
хранение больших (центральных) баз данных；
хранение системных и прикладных библиотек программ； выполнение oiepaiw большего времени счета;
компилирование больших программ и т.д.
Вычислительная система, состоящая из мини-ЭВМ и центральной ЭВМ, xqx)ina тем, что, с одной стороны, мини-ЭВМ уменьшает нагрузку на основную ЭВМ, беря на себя функции взаимодействия с пользователем и регенерацию изображения для дисплея, а с другой стороны,
благодаря линиям связи с больше ЭВМ, имеет доступ к центральной машине. В этом случае мини-ЭВМ называют “интеллектуальным терминалом".
Из сказанною следует, что АРМ может работать в двух режимах: в автономном и в режиме взаимодействия с цапральной ЭВМ.
Широкий набор терминальното оборудования предназначен для реализации возможностей взаимодействия проектировщика с ЭВМ. По наз- начашю терминальное оборудование АРМ можно разделить на средства:
отеративнсго взаимодействия (графический и алфавитно-цифровой дисплеи, пишущие машинки, телетайпы);
документирования (графопостроитель планшетного и рулонного типа АЦПУ)：
ввода и кодирования графической информации (устройства кодирования графической информации).
На рис. 12.2 представлен в схематическом виде набор терминального оборудования, из которого может бьпъ сформировано автоматизированное рабочее место для решения конкретных задач.
Программное обеспечение - это комплекс программ, реализующих функционирование технических средств САПР на. всех режимах их работы. Программное обеспечение принято делить на два больших класса: системное (базовое) и прикладное (спадализированное). В состав системного программного обеспечения входят программные средстаа, поставляемые вместе с ЭВМ и являющиеся базовыми для всех категорий ; пользователей вычислительных машин данной серии. Они предназначены для организации работы вычислительного комплекса как универсальной системы обработки данных.
Проектно-конструкторские задачи решаются с помощью прикладного программного обеспечения. Это обеспечение пользователи либо созда-； ют сами, либо получают из других родственных организаций. По суще- Ству, такое обеспечение представляет собой совокупность докуметгов с текстами программ и программы на машинных носителях, реализующие математическую модель, ра^)аботанную для решения прикладных задач.
Информационное обеспечение - это совокупность всех необходимых для проектирования данных, определимым образом организованных для удобного управления ими. Компонентами информационнсго обеспечошя являются документы, содержащие описание стандартных проектных про-- недур, типовых проектно-конструкторских решений, унифицированных и стандартных элемаггов и комплектующих изделий, характеристики ма- j териалов и другие справочные и нормативные данные, а также файлы и ； блоки данных на машинных носителях, обеспечивающие информационную | базу САПР. По современным представлениям наиболее перспективной I формой 咁анизации информационного обеспечения САПР являются спе- 402
циализирсжанные банки данных. Их можно отределить как систему прсираммных, языковых, технических и организационных средств и самих хранимых данных, обеспечивающую целенаправ- льное и коллективное использование информации, а также ее пополнение, хранение и защиту от несанкиионированнсго использования.
Методическое обеспечение - это набор необходимых документе», регламентирующих состав, правила отбора и эксплуатации средств автоматизированного проектирования. Из состава методическсго обеспечения можно выделить математическое и лингвистическое обеспечение. Математическое обеспечение включает в себя теорию, методы, математические модели и алгоритмы проектирования. Лингвистическое обеспечение отределяется набором языков, с помощью которых пользователь общается с систем^. Создание САПР потребовало разработки специальных проблемно-ориентированных языков, удобных для различных категс^жй пользователей САПР, с учетш основных емгераиий и структур данных, характерных для соответствующих областей применения.
Организационное обеспечение - это совокупность нормативных материалов, необходимых для разработки, внедрения и эксплуатации системы автоматизированного проектирования.
Представленная выше структура САПР и содержание ее основных составляющих (видов обеспечения) являются инвариантными по отношению как к объектам, так и к этапам их разработки, а содержание системы определяется уже кшкретной задачей по отношению к кшк- ретному изделию. В этой связи сформулируем в о&цем виде задачу конструирования ： по заданным нагрузкам, действующим на элемент ле- тательнсго аппарата, и внешним геометрическим обводам отределить параметры и получить рабочий чфгеж конструкции, удовлетворяющей требования по массе, работоспособности, прочности, долговечности, технологичности и т.д. Формально задача выбора параметра конструкции есть задача математическ(го программирования, так как число параметров конструкции, как правило, превышает число уравнений, описывающих поведение конструкции. Для ракетных конструкций в качестве ограничений, описывающих связи параметров» выступают уравнения» определяющее прочность конструкции под догстыюм заданных нагрузок. Ограничения на параметры могут отределяться также компо- H(W4HbiMH и технологическими требованиями. В качестве критерия совершенства конструкции могут рассматриваться масса, технологичность, стоимость и др. Однако не всада может быть сформулирован едшгственный фо[А(альный критерий качества конструкции. Обычно в таком случае рациональное решение находят путем сравнения вариан-
тов, в каждом из которых ряд параметров фиксируется по усмотрению конструктора..
Отличительной особенностью задачи выбора рациональных параметров конструкида является наличие среди переменных как ноферывно изменяющихся, так и дискретных. В этих условиях построение регу- лярнсго метода поиска оптимального решения затруднено и приходится строить эвристические алгоритмы, используемые для решения конкретной задачи.
При автоматизированном конструировании возникает пробл^а фор- мализованнсго описания конструкида. Одним из возможных решений этой проблемы является метод тигкжых решений, в котором алгоритмы конструирования ориентированы на поиск рациональных параметров типовых конструкида, ылработанных мнсголетним опытом конструкл^ских ®ганизаций. Однако метод типовых решений не позволяет получить конструкцию» топология или упругие свойства которой не описываются принятой расчетной моделью. В таком случае альтернативой методу тигкжых решений может быть метод тигкжых стюраиий, в котором расчетная модель рассматриваемого элемента или узла конструкции отсутствует, а поиск решения осуществляется последовательным применением тигкжых операции по решению геометрических» кинематических и прочностных задач. Очевидно, что при этом на каждом шаге могут выполняться простейшие отераиии» а вся процедура реализуется только в режиме диалога "человек - ЭВММ. Такой спектр требутях решений проблем предотределяет наличие в составе прикладнсго прог- раммнсго обеспечения программ решения проектировочных, прочностных, геометрических задач, программ, реализующих метод конечных элементов, программ оптимизации и т.д*
Поскольку в процессе работы конструктор вынужден привлекать обширный справочный материал, необходимой составляющей программная и информационнсго обеспечения являются средства поиска информации, опирающиеся на каталоги конструктивных решений нормализованных уз・ деталей и полуфабрикате®.
Основным видом конструккфской документации в настоящее время является чертеж, который, по-видим(»4у, сохранит свое значаще и в автоматизированном конструировании > несмотря на возможность изготовления деталей на оборудовании с числсжым программным управлени- 曲 на основе информации, полученной от программы выбора параметров, минуя чертеж. Поэтому очень важной составляющей программного обеспечения является машинная графика, которая должна обеспечивать изображение деталей узлов, а также оформлять чертеж в соответствии с требованиями ЕСКД.
В заключение следует окатить внимание на то, что изолированная
САПР может (жазаться пригодной только для получения локальных выигрышей, что не гарантирует эффекта на глобальном уровне. Отсюда следует, что целесообразно создавать комплексные автоматизированные системы, объединяющие процессы проектирования и ктструирова- ния швого изделия с процессом его автоматизирсжанного 餌е товления.
При создании таких комплексных систем крсжве формирования геометрических образов изделия весьма существенными являются также еще две: система планирования производственного процесса, а также система создания и использования библиотеки чертежей деталей.
Планирование производственнсго процесса предусматривает решение вопроса о том, как изготавливать спроектированное изделие, т.е. определение последовательности этапов изготовления изделия. Для решения этой задачи разработчикам технологических процессов в основном требуется информация в виде комплекта чертежей и описания существующего производственного оборудования.
Создание и использование библиотеки деталей изделия заключается в формировании в памяти ЭВМ файлов со списками деталей аппарата, которые стансжятся центром технического и административного контроля создаваемого объекта. Значимость этих работ объясняется тем, что наличие библиотек изделий позволяет осуществлять управление процессом проектирования и изготовления, обеспечивать информацией руководителей и исполнителей всех этап(ж создания аппарата, начиная от этапа проектирования до производства во всех звеньях.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
АВДОНИН А. С. Расчет на прочность космических аппаратов. М.: Машиностроение. 1979. 200 с.
АВДОНИН А. С., ФигуровскиЙ В. И. Расчет на прочность летательных аппаратов: Учеб, пособие для высших учебных заведений. М.: Машиностроениеt 1985. 440 с.
Александров В. Г\, Базанов Б. И. Справочник по авиационным материалам н технологии их применения. М. : Транспорт, 1979. 263 с.
Алферов Т. К., Амиров Ю. Д., Волков П. Н. Технологичность конструкций изделий: Справочник. М.: Машиностроение, 1985. 368 с.
Андреев Л. В. В мире оболочек: От живой клетки до космического корабля. М. : Знание, 1986. 176 с.
Белый В. А., Пинчук Л. С. Введение в материаловедение герметизирующих систем. Минск: Наука и техника, 1980. 340 с.
Берлин А. А., Шутов 电 & Пенополнмеры на основе реакционноспособных олигомеров. М. : Химия, 1978. 296 с.
Берлин А. А., Шутов Ф. А. Упрочненные, газонаполненные пластмассы .М. ： Химия, 1980. 222 с.
Выков А. Ф. Арматура с шаровыми затворами для гидравлических систем. М. : Машиностроение. 1971. 172 с.
Гейтвуд Б. Е. Температурные напряжения/ Пер. с англ. ; / Под ред. Н. И. Григоровского. М. : ИЛ, 1959. 350 с.
「ИММельфарб А. Л. Основы конструирования в самолетострое- ими: Учеб, пособие для высших авиационных учебных заведений/ Ред. А. В. Кожина. 2-е изд. , перераб. н доп. М. : Машиностроение, 1980. 367 с.
Гладкий В. Ф. Динамика конструкции летательного аппарата. М. ： Наука, 1969. 495 с.
*ИДКИИ водород: Сб. статей/ Под ред. М. П. Малкова. М.: Мир, 1969.
Егер С. М., Лисейцев Е. К・,Самойлович О・ С. Основы автоматизированного проектирования самолетов: Учеб. пособие для студентов авиационных специальностей вузов. М. : Машиностроение,1986.
232 с.
Каганер М. Г. Тепломассообмен в ннзкотемперату()ных теплоизоляционных конструкциях. М. : Энергия, 1979. 256 с.
Каменев Е. И., Мясников Г. Д., Платонов М. П. Применение пластических масс: Справочник. Л. ： Химия, 1985. 448 с.
Кан С. Н., Свердлов И. Н. Расчет самолета на прочность. М.: Машиностроение, 1966. 519 с.
Колесников К. С., Козлов В. И., Кокушкин В. В. Динамика разделения летательных аппаратов. М. : Машиностроение, 1977. 224 с.
КомпРЗииДОННЫе материалы в конструкции летательных аппаратов/ Пер. с англ. М. : Машиностроение, 1975. 143 с.
КОНСТРУКЦИЯ н проектирование космических летательных аппаратов:Учебник для средних специальных учебных заведений/
Н. И. Паничкин, Ю. В. Слепушкнн, В. П. Шннкнн. М. : Машиностроение. 1986. 344 с.
КОНСТРУКЦИЯ управляемых баллистических ракет/ Под ред. А.М. Синюкова, Н. И. Морозова. М.: Военнздат, 1969. 444 с.
Кузнецов А. А., Золотов А. А・,Комягин В. А. Надежность механических частей конструкции летательных аппаратов. М. : Машиностроение ,1979. 144 с.
ЛНЗИН В. Т., ПЯТКИН В. А. Проектирование тонкостенных конструкций . 2-е изд. , перераб. н доп. М. : Машиностроение,1985.
344 с.
Матерналоведвние: Учебник для вузов/ Б. Н. Арзамасов. И. И. Сидорин, Г. Ф. Косолапов и др. ; Под общ. ред. Б. Н. Арзамасова. 2-е изд., нспр. и доп. М. : Машиностроение, 1986. 384 с.
Николаев Г. А., Куркин С. А・ Сварные конструкции: Прочность сварных соединений и деформации конструкций: Учеб. пособие. М.: Высшая школа, 1982. 272 с.
Новиков Н. В・,Майстренко А. Л・,Ульяненко А. П Конструкционная прочность при низких температурах. Киев: Наукова думка, 1979. 232 с.
НОВИЦКИЙ Л. А., Кожевников И. Г. Теплофнзнческне свойства материалов при низких температурах: Справочник М. ： Машиностроение, 1975. 216 с.
Образцов И. Ф., Васильев В. В., Вунаков В. А. Оптимальное армирование оболочек вращения из композиционных материалов. М.: Машиностроение, 1977. 143 с.
ОСНОВЫ автоматизированного проектирования двигателей летательных аппаратов: Учеб. пособие для студентов авиационных спецн - альностей вузов/ Д. В. Хроннн, В. И. Баулин, Ю. П. Кирпнкнн и др.: Под ред. Д. В. Хроника. М. : Машиностроение, 1984. 184 с.
Орлов П. И. Основы конструирования: Справочно - методическое пособие： В 3 кн. М. : Машиностроение. 1977. Кн. 3. 360 с.
ОСНОВЫ проектирования н изготовления конструкций летательных аппаратов из композиционных материалов:Учеб. пособие/
В. В. Васильев, А. А. Добряковt А. А. Дудченко н др. М. : МАИ. 1985. 218 с.
Основы проектирования летательных аппаратов (транспортные системы): Учебник для втузов/ В. П. Мишин, В. К. Безвербный, Б. М. Панкратов н др. ; Под ред. В. П. Мишина. М. : Машнностроенне, 1985. 360 с.
ОСНОВЫ строительной механики ракет: Учеб, пособие для вузов/ Л. И. Балабух, К. С. Колесников, В. С. Зарубин и др. М. : Высшая школа, 1969. 496 с.
Павлов В. А. Пенополистирол. М.: Химия, 1973. 239 с.
Пластики конструкционного назначении (реактопласты)/ Под ред. Е. Б. Тростянской. М. : Хнмня, 1974. 304 с.
Пневмогидравлические системы двигательных установок с жидкостными ракетными двигателями/ В. Н. Челомей, Д. А. Полухин, Н. Н. Миркин н др. : Под ред. В. Н. Челомея. М. : Машиностроение, 1978. 240 с.
Полухин Д・ А., Оретенко В. М・,Морозов В. А. Отработка пневмогндроснстем двигательных установок ракет - носителей н космических аппаратов с ЖРД. М. : Машиностроение, 1987. 248 с.
Проектированне,расчетниспытанияконструкцийнзкомпози
ционных материалов. Вып. 1. М. : ЦАГИ, 1973. 197 с.
Проектирование,расчетниспытанияконструкцийнзкомпозн -
цнонных материалов. Вып. IV. М. : ЦАГИ, 1975. 111 с.
Промышленные алюминиевые сплавы: Справочное издание/ С. Г. Алиева, М. Б. Альтман, С. М. Амбарцумян н др. 2-е изд. * перераб. и доп. М. : Металлургия, 1984. 528 с.
ПРОЧНОСТЬ, устойчивость, колебания: Справочник： В 3-х т. / Под общ. ред. И. А. Внргера, Я. Г. Пановко. М. : Машнностроенне, 1968* Т. 1. 831 с. ; т. 2. 580 с. ; т. 3. 567 с.
Разумеев В. Ф., Ковалев Б. к. Основы проектирования баллистических ракет на твердом топливе. М. :Машнностроенне.1976.
356 с.
Ракеты-НОСИТели/ В. А. Александров, В. В. Владимиров, Р. Д. Дмитриев н др. ; Под общ. ред. С. Р. Осипова. М.: Военнздат, 1981. 315 с.
Расчет трехслойных конструкций: Справочник/ В. Н. Кобелев, Л. М. Коварскнй, С. И. Тимофеев； Под общ. ред. В. Н. Кобелева. М. : Машиностроение, 1984. 304 с.
Солнцев 10. ГЪ, Степанов Г. А. Материалы в криогенной технн- ке: Справочник/ Л. : Машнностроенне, 1982.
Структура н свойства полуфабрикатов нз алюминиевых сплавов Справочное издание/ 3. Н. Арчакова, Г. А. Балахонцева, И. Г. Басс 'м и др. 2-е нзд. , перераб. и дон. М. : Металлургия, 1984. 408 с.
Тарабасов Н. Д., Уча国 FL Н. Проектирование деталей и узлов машиностроительныхконструкций:Справочник. М. : Машиностроение,
1983. 239 с.
Тарасевич Р. М. Методы и средства проверки герметичности узлов, отсеков и систем летательных аппаратов. М. : МАИ, 1974. 231 с.
Теплообмен и тепловой режим космических аппаратов/ Под ред. Дж. Лукаса. М.: Мир, 1974. 543 с.
Технология выполнения высокоресурсных заклепочных и болтовых соединений в конструкциях самолетов/ А. И. Ярковец, О. С. Сироткин, В. А. Фирсов, Н. М. Киселев. М. : Машиностроение, 1987. 192 с.
• Шульженко М. Н. Конструкция самолетов. 3-е изд., перераб. м дон. М.: Машиностроение, 1971. 416 c.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Автоматизация конструкторских работ 398
амплитуда колебаний 68,69
арматура 126
Бак горючего 15,84
—гладкий 84
—криогенный / 49
—несущий 83
—окислителя /5,84
—подвесной 83
—сферический 84,123
ТОПЛИВНЫЙ 83
торовыЙ 84, / / 9
—цилиндрический 84,91
балка 316, 3/9, 321
блок разгонный / 4
Волокна бора 38 /
органические 381
стеклянные 380
—углеродные 382
вырезы / 38
Гаргрот 141,378
герметизация / 67 герметичность топливных ба
ков 87, 180
гибкость 5
груз полезный 285
Давление внешнее 52, 218
—гидростатическое 80, 90, 147
—избыточное 92, 218
—наддува 52 > 89
—опрессовки / 48
деформация 8
днище 90, 106
—совмещенное /10
сферическое /06
торосфернческое / / 2
эллиптическое 111
документация 392, 396
Жесткость нзгнбная 9
корпуса 8
на растяжение 8
на сдвиг 8
удельная 42
Задание техническое 392
заклепка 34
замок шариковый 299, 354
запас прочности 98
устойчивости 98 заполнитель 246 защита донная 256
Испытание динамическое 48, 397
конструкторско-доводочное 48,
282
конструкций 46
контрольно - выборочное 49
у летно - конструкторское 47, 394, 397
на герметичность 147 , 203
—статическое 47, 282, 39 7
Конструкция 5
конструкции литые 19
конструкция многослойная 208,
247
—монолитная / 9
—наборная /9
компенсаторы 130
коэффициент безопасности 6, 394
динамичности 66, 394
линейного расширения темпера
турный 168, 250
податливости 331
сварного шва 43, 97
теплообмена 73
конструкция рамная 316
критерий прочности Мизеса- Хилла 369
кронштейн 316, 323
Лонжерон 27/ , 346
люк-лаз 138
линия жесткости 324
Магистрали топливные 128
материалы волокнистые 382
—композиционные 46, 379, 358
—конструкционные 40, 142
— теплоизоляционные 162
матрица 364, 383
Маха число 289
модель упругости 214
—сдвига 241
момент инерции 318, 333, 338
—изгибающий 54, 86
—крутящий 324
монослой 373
мосты тепловые /5/* t70
Набор поперечной силовой 85
—продольный снловоА 85 нагружение тепловое 72, 176
—динамическое 52, 54, 56, 64
—статическое 52, 58
нагрузка акустическая 64, 394
—аэродинамическая 51
—ветровая 214
—инерционная / 7
—расчетная 6, 82
нагрузка эксплуатационная 6, 82
нагрев аэродинамический 72
донной части 78
наполнитель армирующий 380
~ СОТОВЫЙ 243
напряжение расчетное 41 касательное 317
критическое 4/, 95
разрушающее 41
нормирование требований по
герметичности 187
Обечайка 92
вафельная 99
гладкая 92
гофрированная 22
подкрепленная /8* 85. /9
трехслойная 22
цилиндрическая 91
обтекатель головной 360
обшивка 208, 209
окантовка 139
опрессовка /9, /47, 149
отсек гладкий 208, 210
—гофрированный 212
—лонжеронный 208
—межбаковый / 6
—стрингерный 208, 2/0
—сухой 17, 207, 208
—топливный / 6, 83
—ферменный 360
Панель прессованная 20
—фрезерованная 20
—штамповочная 22
пенопласты 23, 243, 166
перегрузка 52
пнроболт 353, 354
потеря устойчивости 85
местная 85, 103
общая 85, / 03
пояс рамы 316
проект эскизный 392
профиль прессованный 117
прочность удельная 41
работоспособность 4/, 93, 103 равнопрочность / / , 321 разрушение баков хрупкое 156 ракета-носитель 5
расчет проектировочный 394
решение конструктивное 6
Сварка аргонодуговая 26
—контактная 26
свойства криогенных жидкостей физические 150
сила аэродинамическая 49
—тяжести 50
сильфон 130
система автоматизированного проектирования (САПР) 398 случай расчетный 90, 394 соединение трубопроводов 135 —болтовое 35, 329
—клеевое 32
—клепаное 33
—неразъемное 135
—паяное 31
—разъемное 135
—сварное 26
—фланцевое 135, 326
стенка 316, 320
степень герметичности 181
стрингер 208
стык фланцевый 331
схема компоновочная 5, 6, 15, 394
—конструктивно - силовая 15, 18, 85, 208, 363, 394
—расчетная 7
Технологичность конструкции / / толкатель пружинный 353
толщина обечайки эквивалентная 10 требования аэродинамические 13
к конструкции 9
надежности /3
эксплуатационные /3 трубопровод 128 труба тоннельная 136, 137
Уплотнения 194, 195 узел сухого отсека 259 удлиненный кумулятивный заряд (УКЗ) 352 усилие затяжки 36, 329 условие работоспособности 241 —прочности 92 —устойчивости 92 устройство заборное 126, 141 утечка локальная 181 -суммарная 181
Факторы внутренние силовые 54 фитинг ферменного отсека 3//, 378 фрезерное механическое 20 -химическое 20, 88 ферма 378
Центр масс 50
Частота колебаний 68, 69
Шаг заклепок 34, 266 шпангоут распорный 114 —стыковочный 107, 336 штырь направляющий 339, 350, 375
Эквивалентная толщина обечайки 101
эффективность массовая 85
Ячейка оболочки вафельной 103
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение 3
Глава /. Методологические zосновы конструирования ракет-носителей 5
Общие понятия о конструировании ракет - носителей5
Требования, предъявляемыекконструкции 9
Компоновочные и конструктивно - силовые схемы 14
:1.4.Формирование конструкций корпусов 18
I1.5.Конструкционные матернвлы 40
Роль испытаний в процессе создания конструкций 46
Глава 2. Нагрузки, действующие на ракету-носигем 49
Классификация н расчет внешних нагрузок 49
Внутренние силовые факторы 54
Анвлнз динамического нагружения конструкции ракеты-носителя 64
Тепловое нагружение корпуса 72
Расчетные случаи нагружения. Понятие о коэффициенте безопасности 79
Глава 3. Конструирование топливных отсеков 83
Классификация топливных отсеков 83
Формирование конструктивно - силовых схем топливных баков 85
Конструктивное исполнение и расчет основных элементов арматуры топливных баков 126
Материалы н полуфабрикаты, используемые в конструкции топливных баков 142
Испытания топливных баков 146
Глава 4. Конструкция баков с криогенными компонентами.. 149
Особенности эксплуатации баков 150
Тепловые н силовые схемы топливных отсеков 153
Проектирование силовых элементов бака 156
Теплоизоляционные материалы н конструкции 162
Тепловые мосты 170
Выбор параметров теплоизоляционного покрытия 176
Глава 5. Герметичность топливных баков... 180
Основные понятия 180
Нормирование требований по герметичности 187
Конструктивно - технологическиесредства обеспечения
герметичности 191
Испытания топливныхотсеков на герметичность 203
Требования но герметичности в конструкторской документации205
Глава 6. Конструирование сухих отсеков 207
Классификация сухих отсеков 207
Конструктивно - силовые схемы отсеков 209
6・3・ Формирование конструктивно - силовы х схем отсеков213
Выбор параметров теплозащиты отсеков 24L
Конструирование узлов сухих отсеков 259
Полуфабрикаты и материалы, используемые в конструкции отсеков 270
Конструкторско - доводочные испытания отсеков 282
Г лава 7. Конструирование сбрасываемых обтекателей 285
Основные требования. Схемы отделения 285
Нагрузки. Расчетные случаи 289
Анализ функционирования системы отделения 291
Формирование конструктивно - силовой схемы отсека295
Конструирование замков продольного стыка 297
Конструкторско - доводочныеиспытания сбрасываемш обтекателей 300
Глава 8, Конструирование ферменных отсеков 302
S. 1. Классификация отсеков 304
Формирование конструктивно - силовых схем 305
Конструктивное исполнение узлов и элементов ферменных 謳 конструкций 307 Я
Г лава 9. Рамы 8 конструкции реисет^ носителей 315 M
Формирование конструктивно - силовой схемы рам 31Q 圍
Конструирование узлов н элементов рам 319:Я
Глава /0. Конструирование узлов соединения отсеков раке- Я ты-носителя 325 1
Типы соединений отсеков н требования, [федъявляемые к ним 325
Конструирование стыковочных шпангоутов и узлов соединения отсеков 328
Конструктивное исполиеине стыковочных узлов.. 348
Элементы систем разделения ступеней ракеты - носителя. .353
Глава //. Особенности конструирования отсеков из композиционных материалов 358
1.1. Области применення композиционных материалов в конструкции ракет - носителей 358
Формирование конструктивно - силовых схем отсеков362
Конструктивное исполнение элементовконструкций372
Ш.4. Полуфабрикаты н материалы, используемые в монстру к-
I циях 379
I 11.5. Изготовление ниспытанияотсеков 384
Глава /2. Последовательность разработки конструкции. Ав- томатизация конструкторскихработ 391
Список литературы 4°6
Предметный указатель 41°
основы
КОНСТРУИРОВАНИЯ ВАКЕГ-НОСИТЕЛЕЙ КОСМИЧЕСКИХ AnnAWOB
Под редакцией академика В.П. Мишина и профессора В.К. Карраска
Допущено Государственным комитетом СССР по народному образованию в качестве учебника для студентов.
высших технических учебных заведений,
S
Москва
• Машиностроение • 1991
ББК39.62-02я73
0-75
УДК629.76.023.4(0
Авторы:
Б.В. Грабин, О.И. Давыдов, В.И. Жихарев,А.А. Золотов, А・А. Иванов, ВК Сердюк
Рецензенты:
кафедра Московского государственноготехнического Университета им* 从3. Бауманаи кафедра Ленинградского механического института
Основы конструирования ракет-носителей космических аппа- О-75ратов： Учебник для студенте» втузов / £В. Грабин, О.И. Давыдов, В. И. Жихарев и др.; Под ред. 5・〃. Мишина, В. К. Каррас- ка. - М.: Машиностроение, 1991. - 416 с.： ил.
ISBN 5-217-01004-5
Изложены вопросы конструирования одноразовых ракет- носителей КА с ЖРД. Рассмотрены методологические принципы конструирования отсеков, агрегатов и силовых элементов ракет. Приведены алгоритмы проектировочных расчетов, характерных для элементов конструкции ракет - носителей, с учетом как тепловых нагрузок, так н особенностей использования криогенных компо - центов топлива. Рассмотрено влияние на конструкцию технологических факторов. Показаны особенности конструкторских испытаний различных отсеков. пути автоматизацни конструкторских работ.
с 2705140400402(„並° 038(01)-41101с 2705140400402(„並° 038(01)-41101ISBN 5-217-01004-5ISBN 5-217-01004-5ББК 39.62-02я73© Б.В. Грабин, О.И. Давыдов,В.И. Жихарев и др., 1991ББК 39.62-02я73© Б.В. Грабин, О.И. Давыдов,В.И. Жихарев и др., 1991
с 2705140400402(„並
° 038(01)-41101
с 2705140400402(„並
° 038(01)-41101
ISBN 5-217-01004-5
ISBN 5-217-01004-5
ББК 39.62-02я73
© Б.В. Грабин, О.И. Давыдов,В.И. Жихарев и др., 1991
ББК 39.62-02я73
© Б.В. Грабин, О.И. Давыдов,В.И. Жихарев и др., 1991