Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и проблематика оценки работоспособности эластомерных клеевых соединений конструкций летательных аппаратов 14
1.1. Особенности физического строения и механического поведения эластомерных материалов 15
1.1.1. Уравнения состояния эластомерных материалов 18
1.1.2. Вязкоупругие свойства эластомеров 23
1.1.3. Методы расчета и прогнозирования разрушения эластомерных материалов 29
1.2. Клеевые соединения на основе эластомерных материалов 34
1.2.1. Общие сведения о клеевых соединениях 35
1.2.2. Эластомерные клеевые соединения 41
1.3. Клеевые соединения в элементах конструкций современных высокоскоростных ЛА авиационной и ракетно-космической техники 43
1.3.1. Основные схемы и режимы эксплуатации клеевых соединений конструкций ЛА 45
1.3.2. Методы и технические испытательные средства оценки работоспособности клеевых соединений конструкций ЛА 50
1.4. Выводы по главе 1 58
Глава 2. Методы оценки работоспособности эласто мерных клеевых соединений конструкций летательных аппаратов 60
2.1. Оценка работоспособности при кратковременных механических нагрузках 63
2.1.1. Типы упругих потенциалов эластомерных материалов 64
2.1.2. Конечные деформации эластомерного материала при растяжении 70 Стр.
2.1.3. Конечные деформации эластомерного материала при простом сдвиге 74
2.2. Оценка работоспособности при продолжительных нагрузках в условиях ползучести эластомерного адгезива. 78
2.2.1. Наследственные определяющие соотношения ползучести эластомерного материала 80
2.2.2. Техническая теория ползучести эластомерного адгезива 84
2.3. Долговечность клеевых соединений в условиях продолжительного теплосилового воздействия 87
2.3.1. Математическая модель долговечности при статических теплосиловых воздействиях 89
2.3.2. Обобщенная модель долговечности 92
2.4. Выводы по главе 2 96
Глава 3. Испытательные средства оценки работо способности клеевых соединений конструкций летательных аппаратов при наземной отработке 98
3.1. Индукционный способ теплового нагружения элементов конструкций высокоскоростных ЛА 99
3.1.1. Инженерная методика расчета индукционного нагревателя для теплового нагружения элементов конструкций ЛА 104
3.1.2. Технические особенности изготовления специального индукционного нагревателя 111
3.2. Лабораторная испытательная установка для оценки работоспособности клеевых соединений при теплосиловых воздействиях 113
3.2.1. Схема установки для воспроизведения теплосиловых воздействий при скоростном одностороннем нагреве 114 Стр.
3.2.2. Схема установки для воспроизведения статических теплосиловых воздействий 118
3.3. Лабораторный испытательный комплекс для исследований стойкости и работоспособности клеевых соединений конструкций ЛА при комплексных термовибрационных воздействиях 122
3.3.1. Состав, технические характеристики и принцип действия лабораторного комплекса 122
3.3.2. Методика испытаний клеевых соединений на стойкость при комплексных термовибрационных воздействиях 126
3.4. Выводы по главе 3 128
Глава 4. Экспериментальное исследование работо-способности эластомерных клеевых соединений на основе герметика виксинт у-2-28 130
4.1. Работоспособность при кратковременных нагрузках 130
4.1.1. Определение параметров упругих потенциалов адгезива по результатам испытаний образцов на растяжение 131
4.1.2. Конечные сдвиговые деформации адгезива 136
4.2. Ползучесть клеевого соединения при продолжительных нагрузках 139
4.2.1. Методика проведения испытаний на ползучесть при сдвиге 140
4.2.2. Результаты испытаний клеевых соединений на ползучесть при сдвиге 144
4.3. Длительная прочность и долговечность клеевых соединений 152
4.3.1. Методика проведения испытаний на долговечность при статическом теплосиловом воздействии 153
4.3.2. Экспериментальная отработка методики испытаний на долговечность 157 Стр.
4.3.3. Результаты испытаний клеевых соединений на долговечность при сдвиге 163
4.4. Выводы по главе 4 168
Глава 5. Оценка работоспособности эластомерных клеевых соединений реальных конструкций летательных аппаратов 170
5.1. Экспериментальные исследования работоспособности клеевых соединений в условиях продолжительных статических теплосиловых воздействий 170
5.1.1. Работоспособность клеевых соединений малогабаритных конструкций ЛА 170
5.1.2. Работоспособность клеевых соединений крупногабаритных конструкций ЛА
5.2. Экспериментальные исследования работоспособности и стойкости клеевых соединений при комплексных термовибрационных воздействиях 179
5.3. Демонтаж эластомерных клеевых соединений конструкций ЛА 186
5.3.1. Демонтаж клеевых соединений методом продолжительного теплосилового воздействия 187
5.3.2. Способ разборки узла эластомерного клеемеханического байонетного соединения 190
5.4. Выводы по главе 5 194
Заключение по диссертационной работе 196
Список литературы
- Клеевые соединения на основе эластомерных материалов
- Конечные деформации эластомерного материала при растяжении
- Инженерная методика расчета индукционного нагревателя для теплового нагружения элементов конструкций ЛА
- Длительная прочность и долговечность клеевых соединений
Клеевые соединения на основе эластомерных материалов
Как уже отмечалось ранее, используемые в различных отраслях промышленности эластомерные материалы в процессе эксплуатации подвергаются большим деформациям, проявляя при этом нелинейность в зависимости между напряжением и деформацией.
Проведенный литературный обзор показал, что при относительно небольших деформациях для описания механического поведения эластомеров допустимо использование линейного закона Гука [75], однако нет единого мнения о границах применимости данного допущения. Так, например, в работе Г.М.Бартенева [76] установлены пределы пропорциональности для мягких резин, ограниченные значением относительной деформации 200-300%, для наполненных резин - до 50%. В работе В.Н.Потураева [77] границы применимости закона Гука не превышают значений 510%, границы расширяются до 2030% при условии использования закона для истинных напряжений. В работе Е.Т.Григорьева [78] утверждается, что линейный закон для истинных напряжений остается справедлив при деформациях не более 25%. По данным В.И.Дырды [69] предел пропорциональности для слабонаполненных резин меняется от 1% до 50% в зависимости от марки резины.
Учитывая, что во многих элементах конструкций эластомерные элементы работают при значениях деформаций, превышающих указанные диапазоны, для описания их напряженно-деформированного состояния (НДС) необходимо использование подходов нелинейной теории упругости.
Первые работы, направленные на разработку нелинейной теории упругости для описания конечных деформаций материалов, связаны с именами таких классиков, как А. Сен-Венан, Г. Кирхгоф, У. Томсон и П. Тэт. В настоящее время существует значительное количество работ по данной тематике таких авторов, как В.В.Новожилов [2], А.И.Лурье [7], А.Грин и В.Зерна [79], Л.Трелоар [80], К.Ф.Черных [9, 81], А.Грин и Дж.Адкинс [6], В.А.Левин [12, 13, 82] и другие [83, 84].
Первые уравнения теории упругости применительно к описанию конечных деформаций эластомеров были получены Ривлином в конце 40-х годов XX века [85, 86] и строились по аналогии с теорией упругости для малых деформаций. Ривлином получено выражение связывающее напряжение и деформацию несжимаемого эластомера при одноосном растяжении, имеющее следующий вид: Т = —( 2 1 ), 3 n А/ где а - растягивающее напряжение, Е - модуль упругости, Л.. = єі +1 величина кратности удлинения по оси /, (г - главная относительная деформация вдоль оси /).
Величина X определяет отношение длины отрезка в деформированном материале к его длине в исходном (недеформированном) состоянии, в научных работах [87] X обычно называют степенью или кратностью удлинения.
Проведенные позднее многочисленные экспериментальные исследования показали [81, 88], что предложенный Ривлином подход, может применяться для описания определенного класса резин и только при деформациях одноосного растяжения.
В последнее время для описания больших деформаций эластомеров при различных схемах нагружения наибольшее распространение получили подходы, предполагающие использование потенциальной энергии деформации [1, 9, 89]. Данные подходы основаны на предположении, что работа, затрачиваемая на деформирование единицы объема эластомера, зависит от величины удельной потенциальной энергии деформации (или упругого потенциала). В общем случае упругий потенциал представляет собой плотность энергии деформации на единицу недеформируемого объема материала и может быть определен [6] тремя инвариантами тензора деформации Ij, І2, Із, которые в свою очередь, для изотропного материала связанны с главными линейными деформациями еи є2, s3 следующими соотношениями [90]:
h =Л2 + 2 + где дополнительно введено обозначение Я. =,.+!. При использовании данного подхода для описания механического поведения эластомеров наиболее затруднительным является определение вида упругого потенциала, с удовлетворительной точностью описывающего результаты экспериментальных данных. Для решения данной проблемы, помимо способа, основанного на принципе аналогии с теорией упругости при малых деформациях, существуют еще два подхода.
Первый основан на классической теории высокоэластичности полимерных макромолекул, разработанной в 30 - 40-х годах XX века Гутом и Джеймсом [91], Флори [92], Рейнером [93] и использующей молекулярно-кинетические представления об энтропийной природе упругости натурального каучука. В дальнейшем эта теория была развита в трудах Трелоара [80], Марка и Эрмана [94] и других [95, 96].
Соотношение (1.3) в литературных источниках называют потенциалом Трелоара и трактуется его как уравнение классической статистической теории высокоэластичности Куна-Гута-Джеймса-Трелоара, а материал, который при деформировании описывается данным потенциалом, Ривлин назвал «неогуковым» телом. Потенциал Трелоара с удовлетворительной степенью точности позволяет описывать механическое поведение некоторых типов вулканизированных резин с органическими наполнителями. Дальнейшее развитие классическая теория высокоэластичности получила в работах Г.М. Бартенева, Т.Н. Хазановича, Валаниса, Ландела, К.Ф. Черных, И.М. Шубиной и других, в результате которых были получены более сложные виды упругих потенциалов [9, 62, 97].
Конечные деформации эластомерного материала при растяжении
К настоящему времени разработано большое количество типов упругих потенциалов [9, 10, 147, 148]. Условно их можно классифицировать по количеству параметров, входящих в аналитическое соотношение, на три следующих класса: однопараметрические, двухшраметрические и многопараметрические.
Как правило, область применимости того или иного упругого потенциала расширяется по мере увеличения количества входящих в него параметров. В работе [149] показано, что однопараметрические упругие потенциалы с достаточной точностью позволяют описывать деформации эластомерных материалов до значений 100130 %, двухпараметрические - до 130300%, а некоторые многопараметрические свыше 300%. К однопараметрическим относятся следующие упругие потенциалы: а) потенциал Трелоара W = 01(11 -3) = -G(42 + + -3), где I] - инвариант первой меры деформации; Q - постоянная материала.
Потенциал Трелоара получен на основе результатов изучения конструктивной модели резины как системы связных между собой длинных цепных молекул с использованием гауссовской кинетической теории резиноподобных материалов [80]. В настоящее время данный потенциал трактуется как уравнение классической статистической теории высокоэластичности Куна-Гута-Джеймса-Трелоара, а материал, который при деформировании подчиняется этому уравнению, Р.С.Ривлин назвал неогуковским материалом. Потенциал Трелоара позволяет с удовлетворительной точностью описывать механическое поведение определенного класса вулканизированных наполненных резин; б) потенциал Бартенева-Хазановича [9] W = A(Ai + Л2+Л3-3\ где А - постоянная материала.
Данный упругий потенциал имеет некоторое преимущество перед неогуковским в точности описания механического поведения эластомеров при различных видах НДС [97] поскольку постоянная материала А не зависит от вида НДС, в то время как постоянные С и G, входящие в выражение потенциала Трелоара этому условию не удовлетворяют. б) потенциал Валаниса-Ландела [11] W = и(Л1) + и(Л2) + и(Л3\ где и(Л() = 2С-\пЛ;, С - постоянная материала.
Как отмечалось ранее, однопараметрические потенциалы, как правило, позволяют описывать механическое поведение эластомеров при относительных деформациях, не превышающих значений 100130%. При деформациях, превышающих пределы применимости однопараметрических потенциалов, используют двухпараметрические, область применения которых может расширяется до значений деформаций 250300%.
К двухпараметрическим относятся следующие упругие потенциалы: а) потенциал Муни-Ривлина [98] W = Cl(Il-3) + C2(I2-3) = = G [(1 + /)(Л2 +/+/-3) + (1- /)(Л"2 + + Л,2 - 3), где Сi, С2 и G, f - постоянные материала. Выражение для упругого потенциала Муни-Ривлина было получено в результате экспериментальных работ по деформированию ненаполненных и наполненных эластомеров при простом сдвиге в достаточно широких пределах. В дальнейшем потенциал Муни-Ривлина был обобщен Саундерсом и приведен к следующему виду:
Во всех вышеуказанных двухпараметрических потенциалах параметры Q, С2, ju, fa, сікирявляются постоянными материала. Приведенные выше одно- и двухпараметрические упругие потенциалы являются в настоящее время наиболее используемыми для описания механического поведения различных типов эластомерных материалов. Одними из самых универсальных и экспериментально обоснованных из них являются однопараметрические потенциалы Трелоара и Бартенева 67 Хазановича, а также двухпараметрические потенциалы Муни-Ривлина и Черных. Для них получены данные о физических характеристиках широкого класса материалов и установлены приемлемые границы применимости в зависимости от величины достигаемых деформаций. Для описания деформаций, превышающих значения 300%, используются многопараметрические упругие потенциалы, к которым относятся: а) потенциал, предложенный Исихарой, Хашицуме и Татибамой W = C1(I1 -3) + B1(I1 -З)2 +С2(/2 -3); где С, С2, Вj - параметры материала; б) потенциал, предложенный Бидерманом [151] W = QC/j - 3) + ВД - З)2 + В2(1, - З)3 + С2(/2 - 3); где С, С2, Ві, В2 - параметры материала; в) пятиконстантный потенциал, предложенный Джеймсом, Грином и Симпсоном [6] для описания механического поведения наполненных натуральных резин W = C1(J1-3) + C2(J1-3)2 + C3(J1-3)3 +C4(J2 -3) + C5(J1 -3)(J2 -3), где Ji=h- 3, J2 =h- 21 j +3. г) потенциал Хатчинсона, Беккера и Лэндела, предложенный для описания поведения силиконового каучука W = CX(I, -3) + В1 (I, -З)2 +В2(1-ек 3)) + В3(1 -ек 3)). д) потенциал, полученный Клоснером и Сегалом при описании больших деформаций с помощью двухпараметрического потенциала Ривлина Саундерсена, в котором вместо функции F(I2-3) подбирались различные полиномиальные аппроксимации. При этом наилучшее согласие с экспериментальными данными получено для кубического полинома [8]
Инженерная методика расчета индукционного нагревателя для теплового нагружения элементов конструкций ЛА
В процессе экспериментальной отработки предложенного индукционного способа теплового нагружения элементов конструкций ЛА согласно вышеизложенной методике расчета было спроектировано и изготовлено несколько типов специальных индукторов, имеющих различные геометрические размеры и технические характеристики (Рис. 3.7).
При изготовлении индукционной катушки нагревателя использовался метод намотки индуцирующего провода (трубки) на специально изготовленную оправку, при этом диаметр оправки DО определяется исходя из следующего соотношения: DO=DИ-A, где DИ - требуемый диаметр индукционной катушки, - увеличение диаметра индуктора после снятия напряжения намотки за счет упругости наматываемого индуцирующего провода (трубки или профиля).
Перед началом намотки индукционной катушки необходимо провести изоляцию индуцирующего провода для предотвращения межвиткового пробоя. Изоляция может осуществляться киперной лентой марки пропитанной компаундом (Рис. 3.7, а, б). Однако наилучший результат как по тепло- и электроизоляционным характеристикам, так и по скорости и качеству изготовления индуктора был получен при изоляции с помощью кремнеземного шнура марки ШК (ТУ 5952-001-66823832-2011) (Рис. 3.7, в, г).
При использовании полой трубки в качестве индуцирующего провода для изготовления катушки малого диаметра методом намотки диаметр используемой трубки ограничен по причине возможности ее смятия, что необходимо учитывать при проектировании и изготовлении катушки. Смятие трубки индукционной катушки приводит к уменьшению внутреннего проходного сечения и ограничению протока охлаждающей жидкости, что в свою очередь может привести к перегреву и выходу из строя нагревателя.
После изготовления индукционная катушка устанавливается согласно схеме испытательной индукционной установки теплового нагружения элементов конструкций ЛА (Рис. 3.4). Таким образом, в рамках настоящей работы предложен новый индукционный способ теплового нагружения, позволяющий осуществлять скоростной прецизионный нагрев элементов конструкций ЛА. Для практической реализации предложенного способа разработана инженерная методика расчета параметров индукционного нагревателя и описаны некоторые технические особенности изготовления специальных индукционных нагревателей, позволяющие по заданным параметрам теплового нагружения произвести расчет и создать индукционный нагреватель. Предложенный способ теплового нагружения и инженерная методика расчета были использованы при создании ряда установок, предназначенных для оценки работоспособности ЭКС конструкций высокоскоростных ЛА. 3.2. Лабораторная испытательная установка для оценки работоспособности клеевых соединений при теплосиловых воздействиях Для проведения экспериментальных исследований работоспособности ЭКС конструкций ЛА в условиях теплосилового воздействия разработана и создана оригинальная лабораторная испытательная установка. Установка позволяет проводить оценку работоспособности ЭКС на стандартных образцах, представляющих собой клеевое соединение металлической пластины и керамической призмы, осуществленное с помощью эластомерного адгезива (Рис. 3.8). Площадь клеевого соединения стандартного образца составляет 3 см2. Материалы, использующиеся при сборке образца идентичны материалам, использующимся в реальной конструкции ЛА.
Схема лабораторной установки позволяет проводить испытания на долговечность образцов ЭКС в условиях скоростного одностороннего нагрева по заданному тепловому режиму, приближенному к эксплуатационному. Для реализации данной схемы, согласно предложенной инженерной методике рассчитан и изготовлен специальный индукционный нагреватель (Рис. 3.9).
Принципиальная схема лабораторной испытательной установки приведена на Рис. 3.10. Испытуемый образец эластомерного клеевого соединения 2 устанавливают в окно специального керамического теплоизолятора 7, имитирующего конструкцию ЛА в процессе нагрева. Нагрев образца осуществляется вышеописанным индукционным способом теплового нагружения посредством индуктора 3 и промежуточного нагревательного элемента 5, установленных на опоре 1. Для тепловой изоляции индуктора от нагревательного элемента используется теплоизоляционный мат 4 изготовленный из кремнезёмного материала марки Ekowool-20 и расположенный в зазоре между индуктором и нагревательным элементом.
Длительная прочность и долговечность клеевых соединений
Исследования работоспособности ЭКС конструкций ЛА в условиях статического теплосилового воздействия проводились на созданной лабораторной испытательной установке, детальное описание которой приведено в третьей главе (п.3.2). Исследования проводились на двух типах современных высокоскоростных конструкций ЛА (малогабаритных и крупногабаритных).
При подготовке к проведению экспериментальных исследований лабораторная испытательная установка дооснащена специальным индукционным нагревателем, промежуточным нагревательным элементом и специальной оснасткой для монтажа, крепления и силового нагружения узла ЭКС конструкции ЛА (Рис. 5.1).
Тепловое нагружение узла ЭКС осуществлялось индукционным способом [174], для чего, в соответствии предложенной в п.3.1 работы методикой, разработан и изготовлен специальный индукционный нагреватель 1 с промежуточным нагревательным элементом 2 из ферромагнитной стали.
Измерение параметров и контроль режима нагрева осуществлялся с помощью термопар 3, расположенных на внешней и внутренней поверхности испытуемой конструкции ЛА 4.
Для силовой сдвиговой нагрузки на клеевой слой ЭКС во внутреннюю полость конструкции помещался груз заданной массы. В качестве груза использовались специально изготовленные свинцовые шарики 5, диаметр которых не превышает 5 мм. Данный способ нагружения является технически простым и безопасным, поскольку, в отличие от пневматического или гидравлического способа нагружения, не требует дооснащения установки специальной бронекамерой или сосудом для сбора жидкости. Кроме того, использование свинцовых шариков позволяет равномерно распределять нагрузку по внутренней поверхности хрупкой конструкции ЛА, снижая тем самым вероятность ее разрушения в результате действия местных концентраторов напряжений.
ЭКС исследуемой конструкции ЛА, схема которого приведена на Рис. 5.2, относится к телескопическим клеевым соединениям конического типа (см. п. 1.2.1) и представляет собой соединение керамической оболочки оживальной формы и переходного металлического шпангоута с помощью эластомерного герметика ВИКСИНТ У-2-28. Площадь клеевого соединения составляет S = 337,6 см2, толщина клеевого слоя порядка h = 0,5 мм.
В ходе исследований ЭКС конструкций ЛА испытывалось на долговечность в условиях продолжительного статического теплосилового воздействия при температуре Т = 250 С и различных уровнях сдвиговой нагрузки. Выбор данной температуры обусловлен эксплуатационной температурой узла ЭКС данной конструкции ЛА.
При расчете величины сдвигового напряжения в клеевом слое ЭКС конического типа необходимо учитывать дополнительные напряжения, возникающие в процессе нагрева ЭКС из-за разности ТКЛР соединяемых разнородных материалов. Более высокое знчение ТКЛР металлического шпангоута относительно керамической оболочки обуславливает возникновение распорных напряжений в ЭКС при нагреве из-за значительно большего увеличения линейных размеров шпангоута. При этом наличие конусности поверхности склейки в процессе увеличения размеров шпангоута приводит к возникновению в клеевом сло е дополнительного сдвигового напряжения Гсд.
Для оценки величины дополнительного напряжения Г сд построена конечно-элементная модель клеевого слоя узла ЭКС исследуемой конструкции ЛА при температуре 250 С с помощью универсальной программной системы ANSYS.
Приведенная диаграмма показывает, что среднее по высоте ЭКС дополнительное сдвиговое напряжение Г сд, имеет значение 0,11 МПа. Полученное значение напряжения необходимо учитывать при расчете общего сдвигового тсд напряжения в клеевом слое, определяемого соотношением: тсд = т + тсд, где хгр - сдвиговое напряжение в клеевом слое, возникающее после помещения внутри оболочки груза заданной массы. В ходе экспериментальных исследований испытания на долговечность ЭКС конструкций обтекателя проводились при следующих значениях общего сдвигового напряжения: тсд1 = 0,62 МПа; тсд2 = 0,56 МПа; тсдз = 0,52 МПа. Перед началом испытаний в соответствии с разработанным методом оценки долговечности ЭКС с помощью системы критериальных соотношений (4.17) были определены расчетные значения долговечности ЭКС t i для указанных значений сдвиговых напряжений при температуре испытаний Г= 250 С.
Так согласно (4.15) и (4.17) расчетные значения долговечности исследуемого ЭКС при температуре Т =250 С и величинах сдвиговых напряжений тсд1 = 0,62 МПа, тсд2 = 0,56 МПа и тсдз = 0,52 МПа равны соответственно: \gt4=\gaT-U,52\gTcdl-0,5\ = U5 + 2,39-0,5\ = 3fi3 t4=W72c = \7,9MUH; \gt 2 = \gaT -1 l,521g тсд2- 0,51 = 1,15 + 2,90 -0,51 = 3,54 = t = 3467с = 57 J мин; lgt3=lgaT-1U21gTc,3-0,51 = l,15 + 3,27-0,51 = 3,91 t1=8128c = 135,5 H. После определения расчетных значений долговечности проведены испытания ЭКС трех однотипных конструкций ЛА до разрушения в условиях воздействия продолжительной статической теплосиловой нагрузки с выше казанными параметрами.