Содержание к диссертации
Введение
1. Расчет остаточной прочности и долговечности клееных и клееклепаных двухслойных панелей с трещинами методом интегральных уравнений 22
1.1. Основные соотношения теории упругости и основные решения анизотропных пластин 22
1.2. Эффективные упругие постоянные пластин из слоистого композитного материала 33
1.3. Расчетная модель оценки напряженно-деформированного состояния клеевого соединения двух пластин со сквозными повреждениями. Построение системы интегральных уравнений 39
1.4. Моделирование комбинированного клееклепаного соединения 45
1.5. Коэффициенты интенсивности напряжений 48
1.6. Дискретизация областей и численная реализация уравнений 50
1.7. Влияние изгиба клееклепаной панели на коэффициент интенсивности напряжений
1.8. Деформирование двухслойной панели с трещиной 58
1.9. Численные и экспериментальные исследования 61
1.10.Прогнозирование развития усталостных трещин 71
2. Расчетно-экспериментальныи метод определения параметров разрушения конструкции с трещиной по раскрытию ее берегов 78
2.1. Метод расчетной оценки коэффициентов интенсивности напряжений 78
2.2. Определение напряжений на месте трещины, действовавших до ее появления 82
2.3. Численная реализация при конечном числе точек измерений раскрытия трещины 85
2.4. Определение положения вершин трещины 86
2.5. Численные исследования 88
2.6. Экспериментальные исследования 95
2.7. Прогнозирование длительности роста трещины с использованием данных о раскрытии ее берегов 99
Заключение 106
Список литературы 108
Приложение 122
Акт использования результатов работы 122
- Эффективные упругие постоянные пластин из слоистого композитного материала
- Коэффициенты интенсивности напряжений
- Определение напряжений на месте трещины, действовавших до ее появления
- Прогнозирование длительности роста трещины с использованием данных о раскрытии ее берегов
Введение к работе
В связи с широким применением высокопрочных, малопластичных металлических сплавов и композитных материалов (КМ) в авиастроении существенную роль в период эксплуатации играют процессы квазихрупкого разрушения конструкций, т.е. разрушения путем распространения трещин. Начальные повреждения могут существовать в элементе конструкции как дефект материала, образуются при производстве и сборке конструкции, возникают во время эксплуатации или натурных испытаний конструкции в виде усталостных трещин, которые начинаются около технологических или конструктивных концентраторов напряжений.
Развитие методов линейной механики разрушения и их практическое использование при проектировании создали предпосылки появления надежных, безопасных и экономичных конструкций летательных аппаратов (ЛА). Стремление использовать экономическую отдачу каждого самолета до его полного изнашивания, т.е. эксплуатировать до появления трещин в силовых элементах, и при этом гарантировать безопасность полетов, привело к новому подходу в определении срока службы конструкции - принципу безопасных повреждений [6, 146, 149]. Этот принцип основан на предположении, что во время эксплуатации в конструкции присутствуют трещины, размер которых меньше или равен минимально обнаруживаемому средствами неразрушающего контроля. Задача конструктора - на стадии проектирования ЛА предусмотреть, чтобы повреждение, существующее в элементе конструкции, независимо от его характера (случайное, коррозионное, усталостное и т.д.) не привело к катастрофическому разрушению от действия однократной высокой нагрузки (остаточная прочность) или низких, но часто повторяющихся нагрузок (остаточная долговечность). При этом сочетание свойств материалов, конструктивных особенностей и уровней допускаемых напряжений должно обеспечить достаточно медленный рост и достаточно большой предельный размер повреждений, а периодичность, методы и качество осмотров должны способствовать надежному об наружению повреждения, прежде чем оно достигнет опасного размера и распространится на жизненно важные элементы конструкции. Этот принцип позволяет гарантировать безопасность даже при появлении ранних случайных трещин неусталостного происхождения.
Задача определения остаточной прочности и долговечности клееных и кле-еклепаных элементов конструкций возникла в связи с широким использованием клеевых и клеемеханических соединений в авиакосмической технике. При производстве ЛА клеи используются для соединения металлических и неметаллических частей конструкций - обшивки со стрингерами и другими элементами каркаса крыла, фюзеляжа, хвостового оперения, в конструкциях герметических кабин, составных клееных лонжеронов, других силовых конструкциях [19, 25, 58, 61, 67, 68, 101, 145]. Для предотвращения хрупкого разрушения конструкций в период эксплуатации или для его локализации, а также для ремонта поврежденных элементов в авиационной технике в последние годы активно используются приклеенные или клееклепаные подкрепляющие элементы - узкие стопоры трещин и широкие ремонтные накладки, в том числе и из КМ [108, 109,111,128].
Повышенный интерес к клеевым соединениям объясняется рядом преимуществ, которыми они обладают по сравнению с заклепочными и сварными. При замене заклепочных соединений клеевыми значительно снижается вес конструкции (по некоторым оценкам до 15% [85]), что дает немалый экономический эффект, особенно для больших самолетов. Склеивание снижает стоимость производства (до 25% [99]), улучшает аэродинамические характеристики поверхностей, повышает технические свойства конструкций, такие, как усталостная прочность [61], стойкость к коррозионному растрескиванию, что в свою оче Под клеемеханическими соединениями будем понимать клееклепаные, клее-болтовые, клеесварные соединения. В дальнейшем часто будем пользоваться термином «клееклепаные соединения» для обозначения всех указанных типов клеемеханических соединений. редь снижает расходы по техническому обслуживанию и увеличивает срок эксплуатации.
Особую актуальность приобрели клеевые соединения элементов конструкций в связи с началом использования в различных областях техники, в первую очередь в авиакосмической, композитных материалов, обладающих повышенной удельной прочностью и жесткостью в выбранном направлении, что и обеспечивает особенно высокую эффективность их использования в авиакосмических конструкциях, где снижение веса имеет решающее значение. Использование КМ, для которых применение стандартных механических крепежных элементов не обеспечивает требуемой прочности, способствовало быстрому развитию технологии склеивания, усложнению конструкций с клеевыми и клеемеха-ническими соединениями, совершенствованию расчетных моделей, позволяющих оценить их напряженно-деформированное состояние (НДС).
При анализе проектируемых сложных фрагментов конструкции ЛА с точки зрения безопасных повреждений невозможно проводить испытания для каждой конфигурации и каждого повреждения. В процессе проектирования для большинства элементов конструкции проверка критерия безопасных повреждений должна проводиться методами математического моделирования - часто это единственный экономически возможный способ.
При создании ЛА и доработке его конструкции важную роль играют натурные испытания, одна из основных целей которых - выявление трещино-опасных зон. В процессе испытаний зоны с повреждениями требуют особого внимания исследователя, контроля за распространением трещин. Оперативный контроль (измерение) параметров, определяющих степень опасности состояния поврежденной конструкции при нагружении, дает возможность прогнозировать поведение испытываемого объекта и принимать обоснованное решение о своевременной остановке испытаний и о дальнейшем ремонте или доработке конструкции. Прогнозирование остаточной прочности и роста трещины основано на понятии коэффициента интенсивности напряжений (КИН) в вершине трещины. Для его достоверного определения на основе данных, измеренных во время проведения эксперимента (испытаний), необходима разработка соответствующих методов.
Оценка долговечности конструктивных элементов в условиях регулярного и нерегулярного периодического нагружения при наличии трещин представляет большой интерес. Как правило, время роста возникшей усталостной трещины или существовавшего дефекта до критического размера составляет значительную часть времени работы конструкции. Вследствие этого, кроме исследования фазы возникновения трещины и определения ее критического размера, не менее важное значение имеет изучение процесса роста трещин и влияния на него различных конструктивных и технологических параметров.
Анализ распределения напряжений и деформаций в составном элементе конструкции с повреждением является начальным этапом для расчета его остаточной прочности и долговечности. Поэтому разработка эффективных расчетных и расчетно-экспериментальных методов определения НДС плоских многослойных клееных и клееклепаных элементов из изотропных и анизотропных материалов — весьма актуальная проблема как для задач проектирования, так при испытаниях конструкций ЛА.
Разрушение композитного материала - одна из наиболее сложных областей механики деформируемого твердого тела. Применение методов линейной механики разрушения и теории упругости к этим материалам усложнено прежде всего из-за анизотропии и неоднородности структуры КМ. Однако существует ряд подходов, в которых разрушение КМ с некоторыми допущениями удается согласовать с подходами линейной механики разрушения. В работах [139, 140, 153] представлен критерий разрушения для трещин, базирующийся на коэффициенте плотности энергии деформации, который определяется на основе КИН. С. Поу [130] предложил деформационный критерий разрушения волокон перед вершиной трещины в слоях, несущих основную нагрузку. Использование этого критерия позволяет определять критический КИН для трещины в композитном материале любой толщины и укладки по характеристикам разрушения для однонаправленного материала, за исключением случаев расслоения и расщепле ния материала. В работе [51] развит предложенный в [47, 49] силовой критерий для определения критической нагрузки и направления развития трещины в ор-тотропном материале с использованием известного асимптотического поведения упругих напряжений около вершины трещины.
Задачи теории трещин неразрывно связаны с исследованиями, направленными на предотвращение их развития. В тонкостенных конструкциях для этих целей используются подкрепляющие элементы типа ребер жесткости, узких стопоров трещин, широких накладок, присоединенных при помощи точечных связей (заклепки, болты, точечная сварка) или непрерывно (монолитная панель, клеевое соединение). Использование комбинированных соединений (клеемеха-нических, клеесварных) не дает какого-нибудь заметного преимущества по сравнению с клеевым соединением в хорошо спроектированных бездефектных конструкциях. Однако при разрушении адгезионного слоя механический крепеж сдерживает или предотвращает развитие дефекта.
При анализе механики клееных конструкций важное значение имеет модель клеевого соединения, которая должна быть достаточно реалистичной с точки зрения физической интерпретации и в то же время достаточно простой с математической точки зрения. Это особенно актуально при исследовании разрушения клееных конструкций.
Среди возможных моделей клеевого соединения простейшей являются жестко соединенные упругие мембраны [95, 124]. В этой модели предполагают, что толщина клеевого слоя равна нулю, а распределением напряжений по толщине слоев можно пренебречь. Неучет толщины и податливости клеевого слоя приводит к незначительным контактным напряжениям внутри области склеивания и высокой концентрации касательных напряжений вдоль границы [124], а значит и к неоправданно заниженной расчетной предельной нагрузке.
В другой предельной модели конструкция может рассматриваться как неоднородная среда, в которой клеевой слой, как и слои склеиваемого материала, представляют собой трехмерный деформируемый континуум. Подобная модель может использоваться лишь для простейших геометрических композиций из-за сложности математического аппарата, необходимого для ее описания.
В большинстве работ, посвященных клеевым соединениям, используются модели, занимающие промежуточное положение между двумя указанными моделями и отличающиеся различной степенью упрощений и приближений. Одна из таких моделей, заключающаяся в представлении элементов клеевого соединения в виде мембран, соединенных клеевым слоем конечной толщины, работающим только на сдвиг (см., например, [116]), получила широкое распространение. Ряд приложений этой модели к исследованию тонких подкрепляющих элементов, приклеенных к упругой пластине с трещиной, двухслойных склеенных панелей с трещиной в одном из слоев, а также ступенчатых и клиновидных соединений появились впервые в работах [79, 94, 96].
В работах К.Арина [77, 78, 79], Т. Свифта [143, 144] на основе решения задачи о действии сосредоточенной силы в бесконечной изотропной и ортотроп-ной пластине с прямолинейным разрезом и с использованием модели контакта по линии проведены обширные расчетные и расчетно-экспериментальные исследования для пластин с трещинами и приклеенными узкими ребрами. Позднее этот подход развивался в работе [87] для изотропных материалов в предположении, что касательные усилия по толщине клееной конструкции изменяются линейно, а в клеевом слое постоянны.
В работах В.Н. Максименко, В.Н. Павшока [32-35] методом интегральных уравнений решены задачи о деформировании бесконечной (полубесконечной, конечной) пластины с криволинейными трещинами, отверстиями и произвольно расположенными приклеенными и клееклепаными стопорами трещин. Исследовано влияние на остаточную прочность поврежденной панели: жесткост-ных параметров элементов, размеров и взаимного расположения трещины, подкрепления, отверстия; упруго-пластического поведения материалов клея, заклепок, подкреплений; частичного повреждения клеевого слоя, заклепок, разрыва подкрепляющего элемента. Ряд результатов подтвержден экспериментально [23].
Что касается анализа НДС клеемеханических соединений, количество работ, посвященных им, относительно невелико [2, 7, 15, 17, 34, 44, 102]. Отметим работу [102], в которой задача расчета НДС клееболтового ступенчатого соединения сводится к решению линейного дифференциального уравнения четвертого порядка, и работы [2, 15], в которых методом конечного элемента исследуется НДС нахлесточных клеемеханических соединений, а также конструкций типа пластины с трещиной, подкрепленной ремонтной накладкой. Анализу разрушения и оценке долговечности клееных и клееклепаных соединений посвящены работы [ 55, 56, 69, 70,114].
Для торможения образовавшихся в тонкостенной конструкции трещин наряду с одномерными подкрепляющими элементами используются широкие приклеенные или клееклепаные накладки из высокопрочных конструкционных материалов, которые, как правило, устанавливаются во время ремонта конструкции [80, 81, 86-89, 92, 108-112, 119, 122, 125, 126, 132, 133, 135, 136, 151, 152]. Такие ремонтные мероприятия представляют собой эффективное средство блокирования трещин и усиления листовых элементов конструкций с концентраторами напряжений. Обширные исследования в этом направлении были проведены Р.Джонсом и Р. Кэллинаном [108-111], которые использовали для расчетов метод конечных элементов и подход, развитый ранее Р. Митчеллом, Р. Вули, Д. Чивирутом [122], позволяющий учитывать линейное изменение касательных напряжений по толщине клееной конструкции. Аналогичные задачи методом конечного элемента для случая кругового выреза или прямолинейной трещины, металлической или композитной накладки, клеевого или клеемеха-нического способа присоединения решали Н.С. Галкина, В.И. Гришин и Т.К. Бегеев [12, 15], Д. Андерсон, С. Джу, У. Макги [75], М. Ратвани [132, 133]. Р. Чандра с соавторами [86-89] рассмотрел проблему численного и экспериментального (фотоупругость) определения КИН в вершинах трещины, подкрепленной накладкой, а также исследовал закономерности роста трещины при нагружении, имитирующем спектр полетных нагрузок. Аналитическим методом Д. Картрайт, А. Юнг, Д. Рук, Г. Доурик [92, 151, 152] определяли КИН в вершинах прямолинейной трещины в изотропной пластине, подкрепленной эллиптической или прямоугольной (представляемой в виде набора одномерных элементов жесткости) изотропной накладкой.
Широкое применение в авиационной технике находят многослойные клееные элементы конструкций. Это объясняется более высокой вязкостью разрушения по сравнению с монолитными элементами той же толщины [106, 107, 132]. В полной мере это относится к появившимся в 80-е годы материалам типа АЛОР (металлоорганопластики - многослойные алюминиевые пластины, армированным органическими арамидными волокнами) [100, 120, 138, 150], к появившимся позже материалам типа СИАЛ (Стеклопластик И Алюминий) [57, 62], которые обладают рядом уникальных свойств. Для них применимы технологические процессы обработки традиционных металлических листовых материалов, но в то же время, как и любые другие КМ, они обладают очень хорошими статическими и усталостными характеристиками, особенно в направлении волокон. Сильное замедление или прекращение роста трещин объясняется тем, что позади вершины трещины, движущейся в тонких алюминиевых листах, армирующие волокна остаются целыми и сдерживают раскрытие трещины, а также снимают часть нагрузки с листов.
Начало исследования многослойных клееных конструкций аналитическим методом было положено в работе Ф. Эрдогана и К. Арина [94]. Авторы рассматривали слои как мембраны, соединенные склеивающим слоем конечной толщины, работающим только на сдвиг. В работе дано аналитическое решение задачи для случая двухслойной панели с одной прямолинейной трещиной в металлическом слое и неповрежденным композитным слоем. Позднее этот подход был развит в работах [76, 84, 98, 103, 104, 113, 115, 132, 133]. М. Джесит и Ф. Эрдоган [98] рассмотрели влияние толщины и упругих свойств клеевых слоев на разрушение многослойных конструкций, ввели две модели клеевого слоя - приближенную в виде комбинации пружин, работающих на растяжение и сдвиг, и точную, континуальную, не использующую какие-либо упрощающие предположения. М. Ратвани [132, 133] предложил метод учета влияния изгиб ной жесткости слоев в зоне повреждения, провел параметрические исследования роста усталостной трещины в двухслойной клееной металлической панели. В.Ко [115] обобщил метод решения на случай ортотропных слоев при сложном нагружении, а С. Хонг, X. Ро и К. Джеонг [103, 104] исследовали влияние направления анизотропии и типа нагружения на КИН в вершинах трещины. К. Бигелоу [84] решила задачу для случая ортотропной пластины с прямолинейной трещиной, подкрепленной ортотропной полуплоскостью в предположении упруго-пластического деформирования клеевого слоя. В. Энг привел решение задачи о трещине в среднем слое трехслойной анизотропной панели [76].
На основании теоретических и экспериментальных исследований процесса роста усталостных трещин, проведенных, в основном, на плоских образцах с надрезом и инициирующей трещиной достаточно большой длины, установлено, что определяющими параметром скорости роста трещины при циклическом нагружении в большинстве случаев является соответствующее циклическое изменение коэффициентов интенсивности напряжений, в общем случае плоского напряженного состояния - К\ и Ki [46, 50, 64].
Характер изменения нагрузок (напряжений) по времени может быть как регулярным (с периодическим законом изменения нагрузок с максимумом и минимумом в течение одного периода при постоянстве параметров цикла напряжений), так и нерегулярным. Поскольку в большинстве случаев на практике имеет место случайный характер изменения напряжений во времени, необходимо рассчитать длительность роста усталостной трещины под действием такого спектра нагружения. Методы схематизации случайных процессов нагружения конструкций даны в [20,21].
Для определения статистических характеристик значений случайных нагрузок используют кривые их повторяемости, которые показывают вероятное число повторений нагрузки, равной или большей данной, за час наработки (полет, год эксплуатации и т.д.). Такие кривые получают в результате соответствующих методик обработки действительных процессов измерения во времени нагрузок, замеренных на конструкциях [11, 20].
При известном законе изменения во времени эксплуатационных нагрузок необходимо использовать какой-либо метод подсчета циклов. К ним относятся методы максимумов, экстремумов, размахов, полных циклов с различными видоизменениями. Наиболее широко для подсчета числа циклов применяются метод полных циклов и метод дождя [11, 20].
Результирующие кривые повторяемости нагрузок, методы схематизации нерегулярных спектров нагружения не дают никакой информации о последовательности действия нагрузок, поэтому с их использованием при расчете длительности роста усталостных трещин возникают определенные трудности, связанные с взаимным влиянием нагрузок. Это влияние проявляется, в основном, в торможении роста трещины после действия высокой растягивающей нагрузки из-за остаточных напряжений сжатия в пластической зоне у вершины трещины, а также ослаблением эффекта торможения при действии сжимающих внешних нагрузок после больших растягивающих. Для учета эффектов торможения предложено много расчетных схем [6] (модель замедления Уилера, обобщенная модель замедления Уиленборга и др.).
Распространение усталостной трещины в элементах конструкций под действием нерегулярных нагрузок прогнозируется интегрированием зависимостей, связывающих скорость роста трещины и параметры цикла изменения КИН (размах КИН, коэффициент асимметрии), которые представлены кинетической диаграммой усталостного разрушения материала. Предложено более ста способов аналитического представления (аппроксимации) кинетических диаграмм, среди них наиболее известны формулы П. Пэриса, Р. Формана, Г.П. Черепанова и др. [6, 46, 64]. Они отличаются способом построения (теоретические, эмпирические), количеством учитываемых физико-механических констант материала и вводимых эмпирических параметров и имеют различные области применимости. Интегрирование производится либо по каждому циклу нагрузки с использованием различных моделей замедления, либо приведением внешних нагрузок к эквивалентному пульсирующему циклу по повреждаемости [52] и последующим интегрированием. Первый путь требует значительных вычислительных затрат, разработки высокоэффективных алгоритмов и программ расчета КИН, но более достоверно описывает процесс разрушения. Второй путь дает существенно большие погрешности в прогнозировании роста трещины, но значительно снижает трудоемкость вычислительных работ.
Суммируя все вышеизложенное, отметим, что задачи определения НДС, остаточной прочности и остаточной долговечности клееных и клееклепаных конструкций исследовались различными методами значительным числом авторов в той или иной частной постановке. Работы, в которых бы разрабатывались методики расчета для анизотропных клееклепаных многослойных пластин с трещинами в одном или нескольких слоях, или однослойных, подкрепленных двумерными подкрепляющими элементами (ремонтные накладки), практически отсутствуют. Представляется актуальным разработать методику решения таких задач и исследовать влияние геометрических и жесткостных характеристик конструкции, различных способов присоединения листов на НДС, остаточную прочность, процесс роста трещин при циклических нагрузках.
Экспериментальные методы определения КИН охватывают весьма большой и разнообразный круг вопросов. К ним относятся методики и средства измерения, основанные на различных физических принципах, методы расчета КИН, связанные с различными математическими моделями представления полей НДС в окрестности трещины, а такие анализ и обобщение результатов экспериментальных исследований.
Непосредственно в эксперименте КИН измерить нельзя, Однако его можно определить с помощью соотношений между КИН и измеряемой величиной, такой как деформация, перемещение, скачок перемещений на берегах трещины, либо какая-то их комбинация.
Основными методами экспериментального исследования НДС являются: тензометрический, поляризационно-оптический, рентгенографический, методы хрупких покрытий, делительных сеток, метод голографического муара.
Для экспериментального определения КИН можно использовать любую методику, позволяющую измерить деформации или перемещения. Наиболее простой способ заключается в том, что по замеренным деформациям или перемещениям в окрестности вершины трещины, используя асимптотическое разложение НДС около вершины трещины, строят график зависимости КИН в зависимости от расстояния до вершины трещины и экстраполируют его до точки г 0. Очевидно, что результаты зависят от способа экстраполяции. С использованием данной методики в работе [142] методом фотоупругости определен КИН в образце с краевой трещиной. В работе [83] получены весьма точные результаты определения КИН в панели с центральной трещиной, измеренного с помощью тензорезисторов. В работе [18] для измерения деформаций использовалась прецизионная координатная сетка с шагом 0,1 мм и специальные цепочки миниатюрных фольговых тензорезисторов с базой 0,8 мм. Переход от измеренных деформаций к напряжениям в пластической области осуществляется в рамках деформационной теории Ильюшина с учетом переменного коэффициента поперечной деформации.
Джеймсом и Андерсеном [105] впервые была применена иная экспериментальная методика оценки КИН. В этой методике используется связь скорости распространения усталостной трещины с КИН
= /(ЛК) dN
Функцию /(ААГ) можно определить в испытании на распространение усталостной трещины в образце, для которого величина АК известна. Определив скорость распространения трещины в образце или конструкции со сложной геометрией, с помощью приведенного уравнения можно определить КИН.
Некоторые исследователи используют многопараметрическое представление полей деформаций и напряжений [16, 82, 91, 121], или перемещений [14] в окрестности вершины трещины в анизотропной пластине. Далее неизвестные параметры определяются методом наименьших квадратов по нескольким измерениям деформаций или перемещений в произвольных точках около вершины трещины.
СВ. Шкараев [72-74], используя принцип суперпозиции, приводит ис ходную задачу определения КИН для трещины в нагруженной пластине произвольной конфигурации к упрощенной схеме: ненагруженная бесконечная или полубесконечная изотропная пластина с внутренним или краевым разрезом, на берега которого действуют компенсирующие усилия. Неизвестные параметры аппроксимации функции компенсирующих усилий восстанавливались по данным скачков смещений берегов трещины с использованием известных фундаментальных решений для указанных областей.
Как указано далее (раздел 2), определение КИН по данным скачков смещений берегов трещины возможно без использования дополнительных компенсирующих нагрузок.
Согласно принципу суперпозиции КИН можно вычислить через распределение номинальных (раскрывающих) напряжений, действующих на месте трещины в неповрежденной (исходной) конструкции. Кроме того, информация о величине номинальных напряжений позволяет проводить обоснованный анализ причин возникших повреждений. В эксплуатируемой конструкции указанные напряжения могут существенно отличаться от расчетных.
Различные расчетно-экспериментальные методы используются для определения номинальных напряжений [8, 66, 134, 137, 147, 148] (вырезание слоев, сверление отверстий, нанесение надрезов) и КИН по полям деформаций и перемещений в области перед вершиной трещины [8, 90,93,97,121, 123,127,129, 147, 148] (тензометрия, регистрация раскрытия вблизи вершины трещины с помощью датчиков или компьютерной обработки визуальных изображений, лазерные спекл-методы, фотоупругие и голографические методы, пьезоэлектрические, волоконно-оптические датчики и др.).
К недостаткам указанных методов в большинстве случаев можно отнести трудоемкость этапов механической обработки, ограниченность процедур расчета какой-нибудь конкретной конфигурацией (только прямолинейная трещина), определенный произвол и недостаточную обоснованность их использования.
Представляется актуальным разработать метод расчетно-эксперимен-талъного определения КИН в тонкостенных элементах конструкций ЛА для
общего случая криволинейной трещины в анизотропной пластине при наличии концентраторов напряжений (отверстий) и подкрепляющих элементов (приклеенных, клееклепаных стопоров, накладок и т.п.).
Проведенные в настоящей работе моделирование и исследования НДС подкрепленных элементов конструкций основываются на аналитических, численных, экспериментальных методах, позволяющих эффективно использовать ЭВМ. При решении рассматриваемых задач применяются методы функций комплексного переменного, интегральных уравнений, приближенного численного анализа, а также экспериментальные методы определения НДС.
Целью работы является разработка численно-аналитических и расчет-но-экспериментальных методик для оценки напряженно-деформированного состояния и параметров разрушения тонкостенных плоских клееных и клееклепаных элементов конструкций ЛА с трещинами; исследование влияния различных факторов (геометрических, жесткостных, способов соединения) на несущую способность рассматриваемых конструкций.
На защиту выносятся:
- метод расчета НДС, остаточной прочности, остаточной долговечности металлических и композитных
двухслойных клееных и клееклепаных панелей конструкций ЛА с трещинами,
однослойных поврежденных панелей, с приклеенными и клееклепаными подкрепляющими элементами в виде широких ремонтных накладок;
- разработка и создание численных алгоритмов решения возникающих интегральных уравнений;
- результаты параметрических исследований ряда новых задач для составных конструктивных элементов с трещинами и клеемеханическим креплением;
- анализ полученных результатов, формулировка выводов и рекомендаций для инженерной практики расчета несущей способности клееных и клееклепаных конструкций ЛА с трещинами;
- общие аналитические решения, позволяющие на основе данных о распределении разности перемещений (скачков смещений) берегов вдоль линии трещины получать КИН и номинальные напряжения на месте трещины, действовавшие до ее появления;
- расчетно-экспериментальные методики определения КИН, номинальных напряжений, положения вершин трещины на основе полученных из эксперимента значений скачков смещений берегов трещины в дискретных точках. Научная новизна. Предложены механико-математические модели, построены интегральные представления решений и развит метод сведения задач расчета НДС поврежденных клееных (клееклепаных) элементов конструкций к интегральным уравнениям. Предложены эффективные алгоритмы численного решения интегральных уравнений; решен ряд новых задач, имеющих теоретическое и практическое значение.
Построены общие аналитические решения и созданы расчетно-экспериментальные методики определения КИН, номинальных напряжений, положения вершин трещины на основе полученных экспериментально скачков смещений берегов трещины.
В работе отражены исследования автора, выполненные в СибНИА им. С.А. Чаплыгина и НГТУ.
Достоверность полученных результатов подтверждается сравнением с известными решениями, приведенными в литературе, а также с результатами экспериментов, в том числе и специально проведенного.
Научная и практическая значимость результатов работы определяется разработкой эффективных подходов к решению задач оценки напряженно-деформированного состояния, прогнозирования прочности, характеристик живучести характерных участков (элементов) тонкостенных конструкций ЛА из металлических сплавов и композиционных материалов, наиболее подверженных в эксплуатации повреждениям.
Предложенные методики и пакеты программ дают возможность проводить анализ остаточной прочности и остаточной долговечности элементов авиаци онных конструкций, устанавливать величину допустимых повреждений, критических нагрузок, обосновывать пути повышения живучести конструкций, выбирать оптимальные конструктивные параметры на стадии проектирования с учетом принципа безопасных повреждений. Разработанные методики и пакеты прикладных программ внедрены в практику СибНИА им. С.А. Чаплыгина.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались на Всесоюзном симпозиуме «Проблемы автоматизации в прочностном эксперименте», (Новосибирск, 1988), на Всесоюзном симпозиуме по механике разрушения (Житомир, 1990), на Российско-китайской научной конференции по проблемам прочности авиаконструкций (Новосибирск, 1995), на Всероссийской школе-семинаре по современным проблемам механики деформируемого твердого тела (Новосибирск, 2003), на международном симпозиуме КОРУС (Томск, 2004).
Диссертационная работа обсуждалась на расширенном заседании кафедры прочности летательных аппаратов Новосибирского государственного технического университета.
Основные результаты работы изложены в 11 научных публикациях [36, 38, 39,41-43, 45 , 59, 60, 117, 118].
Настоящая работа состоит из введения, двух разделов, заключения, списка литературы и приложения.
В первом разделе рассматривается задача о напряженно-деформированном состоянии двухслойных клееных и клееклепаных панелей с повреждениями в одном или обоих слоях. Строится обобщенная механико-математическая модель конструкции с клеемеханическим соединением.
Исходя из решений о действии сосредоточенной силы, предлагаются общие представления решений в виде суперпозиции комплексных потенциалов с последующим сведением задачи к системе интегральных уравнений, регулярных со слабой (логарифмической) особенностью в области присоединения пластин. Строится эффективный алгоритм численной реализации разрешающей системы уравнений задачи.
На основании разработанных моделей и алгоритмов исследуется влияние геометрических параметров и механических характеристик материалов пластин, клея и заклепок на поведение коэффициентов интенсивности напряжений в вершинах трещины, проводится сравнительный анализ клеевого, клепаного и клееклепаного (клеемеханического) соединений. С использованием предлагаемых методов расчета НДС и известных моделей развития усталостных трещин проводится параметрическое исследование роста трещин при циклическом на-гружении.
Достоверность предлагаемых моделей клеевых, клеемеханических соединений и расчетной методики иллюстрируется сравнением с некоторыми известными результатами, полученными методом конечных элементов или экспериментально.
Решен ряд задач по оценке характеристик живучести клееных и клееклепа-ных панелей. Предлагаются способы учета:
- изгибного эффекта панели;
- отслоения в клеевом слое;
- частичного разрушения подкрепляющего элемента;
- симметрии задачи.
Во втором разделе разрабатываются расчетно-экспериментальные методы определения КИН первого и второго рода, оценки номинальных напряжений, нахождения положения вершин трещин для поврежденных плоских гладких и составных (в частности, клееных и клееклепаных) элементов конструкций, выполненных из изотропных или анизотропных материалов (металлические или композитные панели с подкреплениями) при статическом нагружении. Алгоритм расчета основан на интегральных представлениях общих решений задачи упругого равновесия анизотропных пластин, ослабленных криволинейным разрезом (трещиной). В качестве исходной информации используются значения скачков смещений в нескольких точках по берегам трещины.
Для исследования погрешности метода в зависимости от числа и расположения точек измерений проведены численные эксперименты для ряда задач, имеющих практическое значение. Обсуждаются проблемы точности и сходи мости методов оценки ЮІН и напряжений, методов определения положения вершин при увеличении числа точек измерений и приближении их к вершинам трещины. Предлагается алгоритм использования расчетно-экспериментального метода определения КИН для прогнозирования роста трещины.
Достоверность и эффективность предлагаемых методов иллюстрируется сравнением с результатами специально проведенного эксперимента, а также с данными других авторов, полученных аналитическими, численными и экспериментальными методами.
В заключении работы сформулированы основные научные результаты.
В приложении представлен документ об использовании результатов работы.
Эффективные упругие постоянные пластин из слоистого композитного материала
Монослой состоит из прочных и жестких волокон, расположенных в одном или двух перпендикулярных (сетка или ткань) направлениях и помещенных в связующий материал — матрицу. Будем считать, что нагрузки действуют в плоскости слоев композитного материала. Отдельный монослой при нагруже-нии в своей плоскости обладает ортотропными свойствами и считается в дальнейшем однородной ортотропнои пластиной с известными характеристиками упругости. Главные направления упругости совпадают с направлением вдоль и поперек волокон. Ограничимся случаем, когда схема укладки слоев обладает свойством симметрии относительно срединной плоскости хОу, т. е. каждому слою выше срединной плоскости соответствует такой же симметрично расположенный слой ниже срединной плоскости (на рис. 1.6 изображены слои выше срединной плоскости). Такая схема укладки обеспечивает отсутствие деформаций изгиба при нагружении пластины усилиями в плоскости слоев и в большинстве случаев соответствует практике применения КМ.
Получим соотношения, позволяющие с определенными допущениями свести задачу о деформировании многослойного композита к задаче деформирования однородной анизотропной пластины [5, 41].
Рассмотрим элемент слоистого КМ (рис. 1.7), для которого известны: количество ортотропных слоев п\ толщина каждого слоя hk (к = 1, 2,..., и), модули упругости \ Е , ( и коэффициенты Пуассона v{2 слоев в системе координат Е ОЕ , образованной главными направлениями упругости; ориентации слоев по отношению к общей (глобальной) системе координат хОу, задаваемые углами fy между главными направлениями упругости Е\ и осью Ох.
Полученные таким образом коэффициенты ац могут быть использованы при решении краевой задачи для эквивалентной анизотропной пластины в постановке п. 1.1. Рассмотрим бесконечную упругую анизотропную пластину 1 постоянной толщины /г , к которой по некоторой области о, ограниченной контурами Г і и Г2 (рис. 1.8), через склеивающий слой толщиной Л присоединена бесконеч ная анизотропная пластина 2 (накладка) постоянной толщины h . Пластина 1 ослаблена эллиптическим отверстием с полуосями а и Ъ, ориентированными вдоль осей Ох и Оу. В частном случае при 6 = 0 отверстие становится разрезом (трещиной). К пластине и накладке приложены равномерные растяжения на бесконечности ( Jxr ,(ауГ К Здесь и в дальнейшем верхний индекс (2) относится пластине 1, индекс - к пластине 2 (накладке).
Примем следующие допущения [37, 39]. Толщина пластин 1, 2 и клеевого слоя - малы по сравнению с размерами области склеивания о- Пластина и накладка находятся в обобщенном напряженном состоянии. Склеивающий слой работает только на сдвиг с модулем упругости G.
Коэффициенты интенсивности напряжений
Отверстие в пластине (далее для пластины 1 верхний индекс опущен) при Ь = 0 превращается в разрез (трещину) длиной 2а. Напряжения в пластине имеют особенность в окрестности концов разреза.
При численной реализации уравнений (1.41), (1.42) или (1.46), (1.47) область D (или F - в случае симметрии) разбивается на М прямоугольных или квадратных ячеек D , каждая площадью iF с центром в точке г = х + іу (/ = \,M ), причем одной заклепке соответствует одна ячейка площадью S — S = l,m, т М, рис. 1.10). Размер ячеек в области Д) должен быть уменьшен в предполагаемой области увеличения градиента напряжений %(z), Ty(z). Неизвестные напряжения Tx(z), rfe) считаются постоянными внутри каждой ячейки D и равными соответственно г \ t\) (/ = 1,Л/ ) .
Описанный выше метод расчета клепанных и клееклепаных панелей основан на предположении, что оба слоя клееной конструкции, слой о трещиной и сплошной слой не обладают изгибной жесткостью. В реальных конструкциях наличие трещины в одном из слоев приводит к изгибу, так как трещина нарушает симметрию конструкции. Изгиб конструкции приводит к увеличению КИН. Влияние изгиба (степень увеличения КИН) должно проявляться сильнее по мере увеличения длины трещины, т.е. желательно учитывать этот эффект при расчетах развития трещин в конструкциях.
Рассмотрим методику учета влияния изгиба для клееных и клееклепаных панелей конечной ширины 2W (рис. 1.11) [39, 53] . Будем предполагать, что обе пластины тонкие, а толщина клея мала по сравнению с толщинами пластин. Считаем, что накладка (целая пластина) эффективно сопротивляется изгибу по всей ширине.
Будем считать, что та доля растягивающей нагрузки, приходящаяся на поверхность трещины пластины (слоя) 1, частично воспринимается самой пластиной с трещиной в виде особенностей напряжении у вершин трещины, а остальная часть нагрузки передается на накладку через клей и заклепки; обозначим её 2ah }ап , где тп - напряжение, передаваемое на накладку.
Здесь J - момент инерции поперечного сечения двухслойной пластины относительно нейтральной оси О х (рис. 1.12), р(ф - редукционный коэффициент, Ег ,г - модули упругости пластин 1 и 2 в главных направлениях, совпадающих с направлением приложения нагрузки, 2 - поверхность поврежденного трещиной поперечного сечения двухслойной панели (заштрихованные области нарис. 1.12).
Рассмотрим двухслойную бесконечную панель, состоящую из двух склеенных между собой пластин, одна из которых ослаблена прямолинейной трещиной длиной 2а, расположенной по оси Ох. Около трещины возможно отслоение в клеевом слое. Панель подвержена растяжению на бесконечности погонными усилиями Тх, Ту, (рис. 1.13, а). Решение этой задачи может быть представлено как суперпозиция решений двух задач, показанных на рис. 1.13, б и 1.13, в. Распределение напряжений в двух цельных пластинах (рис. 1.13, б) разыскивается из условия совместности деформаций, а КИН в исходной задаче соответствует КИН в задаче о нагружении берегов трещины равномерным давлением р (рис. 1.13, в), связь которого с Тх, Ту показана ниже. Решение последней задачи имеет затухающий характер по мере удаления от трещины.
Алгоритм численного решения уравнений (1.41) был реализован на ЭВМ в виде пакета программ. Ниже приводятся некоторые результаты численных исследований и сравнения с численными и экспериментальными данными других авторов.
На рис. 1.14 изображена схема симметричной относительно осей Ох и Оу задачи для двух склеенных изотропных пластин (область Do бесконечна) с трещиной в одной из них; сплошными линиями представлены результаты расчета поправочного КИН K\jрфш . Значение/? получено согласно соотношениям (1.55). Упругие постоянные пластин =71,0 ГПа, у— 0,33 (в расчете принимались как ортотропные со слабой степенью анизотропии Ех = Еу = Е, Уху — Уух = 0,33, Gxy= Gyx = 0,999 х{/[2х(1 + v )]} ), клея G = 0,414 ГПа, толщина каждой пластины h = 1,6 мм, толщина клея указана на рисунке. В рассмотренном диапазоне длин трещин погрешность найденных значений КИН не превышает 1%, (определенной по сходимости результатов), если в расчетах учитывается область склеивания (в первом квадранте) не менее, чем F— {0 дс 1,2а, 0 J 25MM}, М 20К (К - численно равно полудлине трещины в мм). Уменьшение толщины клеевого слоя А (а в общем случае - уменьшение податливости клеевого слоя A/G — см. уравнения (1.41)) приводит к большему снижению КИН.
Определение напряжений на месте трещины, действовавших до ее появления
Для поставленной задачи определения номинальных напряжений рассмотрим представление (2.2) для потенциалов Фу{г 83 v( v)=X%(zv (2.7) для которого потребуем, чтобы сумма Фу(гу)= Ovi(zv) + Ov2(zv) удовлетворяла такому условию, чтобы приложенные к телу внешние нагрузки были равны нулю везде, кроме берегов трещины L [42, 43, 60, 117, 118]. Тогда, в силу принципа суперпозиции, потенциалы &VQ(ZV) определяют напряжения в неповрежденной пластине, в частности и на месте трещины, от действия внешних усилий в исходной схеме (рис. 2.1, трещина!, отсутствует).
Для трех частных случаев сформулированной выше задачи (трещина в бесконечной пластине, в полуплоскости, в бесконечной пластине с эллиптиче-ским отверстием) можно указать явный вид функций Ov(zv).
Потенциалы &v(zv)y определенные согласно (2.11), (2.12), автоматически удовлетворяют нулевым краевым условиям по напряжениям на крае полуплоскости или контуре эллиптического отверстия и на бесконечности. 2.3. Численная реализация при конечном числе точек измерений раскрытия трещины
Предположим, что заданы значения скачков смещений берегов трещины S\p - (и - и )р и g2p = (v - v )р в произвольных N\ и N2 точках hp- (#1р) и t2p= t(a.2p) соответственно; p—\t ..., Щ j = 1, 2.
Обобщая подход, предложенный в п. 2.3, будем считать, что минимум функции S относительно параметров A, B,b2i, Ь22, ..., 2,А 2 есть условие определения не только неизвестных коэффициентов ряда &2Ь но и координат вершин А и В трещины. При минимизации целевой функции S с использованием разработанных итерационных методов (методы покоординатного спуска, градиентные методы, симплекс-методы и др. - [10, 26, 63]) требуется многократное вычисление целевой функции при различных комбинациях исходных параметров. Для упрощения процедуры и уменьшения времени итерационного процесса воспользуемся свойствами целевой функции S. При фиксировании параметров А и В минимум (относительный) функции S, которая становится квадратичной формой относительно остальных параметров Ь2\, 22 2,Л/2 доставляют такие их значения, которые удовлетворяют системе линейных алгебраических уравнений (2.15) при j = 2. Таким образом, варьируя непосредственно в итерационной процедуре минимизации только параметры А и В (с вычислением на каждом шаге коэффициентов Ъ2\, 22 &2, А/2 из системы (2.15) при j = 2), можно получить при окончании процедуры такие значения А и В, которые вместе с соответственно вычисленными коэффициентами &2Ь 22» » Ь2 м2 Дают общий минимум функции S.
В качестве примеров, иллюстрирующих применение предложенных выше методов, были выбраны следующие типы задач, схематически изображенные на рис. 2.4. Вычисления для изотропных пластин производились по теории орто-тропных со следующими данными: Ех= Еу= Е, Уху — Уух 0)33, Gxy= Gyx = 0,999 х {El [2 х (1 + Vxy)]}, где Ex, Ey- модули Юнга в главных направлениях Ох и Оу, Gxy, Gyx - модули сдвига, Уху, Уух- коэффициенты Пуассона. Параметры подкрепленной панели на рис. 2.4, е: изотропная пластина толщиной 2 0,01а; подкрепляющие элементы площадью поперечного сечения 0,002а каждый и с модулем упругости Е; клей толщиной 0,001а с модулем сдвига 0,0\Е , ширина склейки 0,1а, склейка частично нарушена около трещины (отслоение); заклепки диаметром 0,04а, расположенные с шагом 0,5а.
Решения этих задач (с трещинами и без трещин для случаев б, в, д) были получены численной реализацией метода интегральных уравнений [28, 30, 31] с погрешностью менее 0,1 %, либо из точных аналитических выражений [27, 46, 54], либо очевидны. Часть решений - скачки смещений берегов g\p и g2p - далее были взяты в качестве исходных данных, другие - коэффициенты интенсивности напряжений К\2, напряжения на месте трещины ау (х% т іх) - как базовые для сравнения с результатами применения методов, изложенных в пп. 2.1-2.4. При расчете КИН, напряжений.
Для случая, изображенного на рис. 2, б, проведено исследование сходимости результатов (по КИН и напряжениям) в зависимости от степени анизотропии материала: Ех/Еу = 1/25,1/5, 1 (изотропный материал), 5, 25; Gxy= Gyx= 0,999 х min , Еу)/[2х (1+ тах( , v )], max(v , vyx)= 0,33, Vxy/Ex = Vyx/Ey.
Воспользуемся полученными в работе [147] экспериментальными значениями раскрытий берегов центральной трещины в растягиваемой усилиями а — 100 МПа полосе из стали 545С (см. рис. 2.4, a, 2W= 35 мм, толщина листа 2 мм, Е = 206 ГПа, v— 0,3). Они показаны на полудлине трещины на рис. 2.9 для случая а = 3,3 мм (кружки) и а = 4,2 мм (квадратики). В соответствии с предложенной методикой (пп. 2.1-2.3) по этим экспериментальным данным были восстановлены функции раскрытия трещины &(х) при Mi = 1 для заданных длин трещин (сплошные линии), а также с предварительным поиском положения вершин трещин (п. 2.4, пунктирные линии).
Расчет КИН по результатам измерения раскрытий берегов трещины [147] Значения КИН К\ и К\ (при найденной полудлине трещины а ), номи нальные напряжения ау и ау (при а ) и соответствующие погрешности их определения приведены в табл. 2.4. Относительные погрешности указанных величин относительно теоретических решений [46] не превышают 9,0 % .
Прогнозирование длительности роста трещины с использованием данных о раскрытии ее берегов
Рассмотрим процесс распространения трещины в элементах конструкции при циклическом нагружении, описанный в п. 1.10 (без ремонтной накладки и с клееклепаной накладкой). Элементы конструкции нагружаются блоками по AN циклов с амплитудой А т= 100 МПа, crmin= 0. В начале каждого блока производится измерение скачков смещений берегов трещины в нескольких точках по длине трещины при максимальной нагрузке цикла. Используя эти значения, полученные в процессе нагружения, для вычисления размаха КИН, предлагается методика прогнозирования роста трещины на основе данных о раскрытии берегов трещины (при отсутствии прямых данных о изменении длины трещины).
Будем считать, что модели деформирования поврежденной пластины с клееклепаной накладкой (см. пп. 1.3-1.6) и распространения трещины в соответствии с уравнениями (1.56), (1.58), соответствуют деформированию и росту трещины в реальном элементе конструкции.
При нагружении пластины с трещиной (без ремонтной накладки) перемещения и скачки смещений берегов вычисляются в соответствии с замкнутыми аналитическими выражениями (1.8), (1.20), (2.1). Для элемента с ремонтной накладкой перемещения и скачки смещений на берегах трещины могут быть определены по формулам (1.34)-(1.38), (1.40), (2.1) после решения системы уравнений (1.51) и определения напряжений в клеевом слое и заклепках. В дальнейших исследованиях примем, что эти скачки смещений соответствуют экспериментально полученным значениям при нагружении реальной конструкции.
В правой колонке на рис. 2.12 приведена схема поэтапного (для каждого значения Л -) расчета прогнозируемого размаха КИН Д хг. и значений полу-длины я .у.. Вычисления AATJJ. производятся на основе значений раскрытий берегов трещины: для пластины без накладки - в одной точке (иг =1) в центре трещины, для пластины с накладкой - в трех точках (л2 = 3, координаты JCI = -6,667 мм, Х2 = 0 мм, хз = 6,667 мм) и в пяти точках ( = 5, координаты JCI = -8 мм, Х2 - -4 мм, з = 0 мм, Х4 = 4 мм, 5 = 8 мм).
Результаты расчета-эксперимента и расчета-прогноза роста трещины для пластины с трещиной без ремонтной накладки показаны на рис. 2.13, для пластины с трещиной и клееклепаной накладкой на рис. 2.14 (л2 = 3) и на рис. 2.15 (и2 = 5). В пластине без накладки наблюдается равномерное приближение результатов прогнозирования к результатам эксперимента при уменьшении AN. В пластине с ремонтной накладкой при изменении числа точек измерений скачков смещений с П2 — 3 до «2=5 значительно улучшается точность прогнозирования. Во всех случаях по мере удаления вершины трещины от точек измерений наблюдается увеличение погрешности прогнозирования. Для трещины, распространяющейся в более неоднородном поле напряжений (трещина в пластине с ремонтной накладкой) погрешность увеличивается быстрее, чем для трещины в равномерном поле напряжений (трещина без накладки). Для обеспечения необходимой точности прогнозирования в большом диапазоне изменения длины трещины требуется периодически (в зависимости от неравномерности полей напряжений) переносить точки измерений ближе к вершинам.
1. Разработана механико-математическая модель деформирования поврежденного трещиной составного (двух- и более листового, однослойного с ремонтной листовой накладкой) элемента конструкции летательного аппарата из анизотропного материала с клееным, клепаным и клееклепаным способом соединения составляющих его листов. Поставленная задача сведена к интегральным уравнениям относительно неизвестных усилий в связующем слое со слабой (логарифмической) особенностью ядра.
2. Разработаны эффективные численные алгоритмы решения возникающих интегральных уравнений и создана программа расчета НДС, остаточной прочности и остаточной долговечности двухслойных поврежденных клееклепаных элементов авиаконструкций.
3. Проведены параметрические исследования по оценке влияния геометрических, жесткостных параметров на остаточную прочность и остаточную долговечность поврежденных двухслойных панелей. Произведена оценка эффективности использования различных вариантов крепления листов и материалов ремонтной накладки с целью получения наилучших массово-прочностных характеристик панели.
4. Получены аналитические соотношения, определяющие зависимость коэффициентов интенсивности напряжений в вершине трещины и номинальных напряжений в анизотропной пластине от функции скачков смещений берегов трещины.
5. Разработан расчетно-экспериментальный метод определения КИН и номинальных напряжений, метод определения положения вершин трещины по экспериментально полученным значениям скачков смещений берегов трещины в конечном числе дискретных точек.
6. Созданные расчетный и расчетно-экспериментальный методы позволяют: - устанавливать критические и допускаемые размеры повреждений, - делать прогнозы развития трещин и несущей способности поврежденных конструкций, - выбирать рациональные конструктивные параметры на стадии проектирования конструкции с учетом повышенной живучести, - осуществлять оперативное определение критических нагрузок и запаса остаточной прочности при статическом нагружении, а также их изменение при периодическом нагружении, - устанавливать периодичность осмотров элементов авиационных конструкций во время эксплуатации и при проведении испытаний.
