Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Особенности расчета на прочность элементов авиационных конструкций, выполненных с применением композиционных материалов 13
1.1 .Повышение роли композитов при проектировании авиационной техники 13
1.2. Механические характеристики композиционных материалов 22
1.3. Виды соединений в конструкциях из композиционных материалов 27
1.4. Способы ремонта конструкций с применением КМ 35
1.5. Методики определения прочности элементов авиационных конструкций 43
Глава 2 Численно - аналитическая методика определения напряженно - деформированного состояния в двумерной постановке 46
2.1. Постановка задачи 46
2.2. Определение усилий в болтовых и заклепочных соединениях 47
2.3. Вычисление напряжений в отверстиях под крепеж 52
2.4. Клеевые соединения 58
2.4.1. Методика расчета 5 9
2.4.2. Учет нелинейности клея 61
2.4.3. Исследование разрушения пластины с отверстием, усиленной круглой накладкой 63
Глава 3 Численно - аналитическая методика определения напряженно - деформированного состояния в трехмерной постановке 66
3.1. Исследование силового контактного взаимодействия тел 66
3.1.1. Методика решения 66
3.1.2. Оценка достоверности методики 72
3.2. Клеевые соединения 75
3.2.1. Методика расчета 76
3.2.2. Учет нелинейности клея 78
3.2.3. Оценка достоверности методики 81
Глава 4 Применение методик расчета к определению рациональных параметров и прочности элементов конструкций 85
4.1. Определение усилий в дискретных связях крепления накладки к пластине 85
4.2. Исследование элементов крепления лопасти вертолета из КМ 93
4.2.1. Выбор конструктивно-технологических параметров узла крепления лопасти вертолета 94
4.2.2. Исследование разрушения соединения, выполненного намоткой 104
4.3. Усиление обшивок с отверстиями накладками переменной толщины 110
4.4. Вычисление энергии разрушения в элементах соединения сжатых панелей с силовым набором крыла 114
4.4.1. Методика расчета 115
4.4.2. Описание программ расчета 116
4.4.3. Примеры расчета 120
4.5. Исследование рациональных параметров узла крепления стекло- пластиковой лопасти вентилятора ГАЦ-28Т 127
Основные результаты и выводы 133
Литература 135
- Виды соединений в конструкциях из композиционных материалов
- Определение усилий в болтовых и заклепочных соединениях
- Выбор конструктивно-технологических параметров узла крепления лопасти вертолета
- Исследование рациональных параметров узла крепления стекло- пластиковой лопасти вентилятора ГАЦ-28Т
Виды соединений в конструкциях из композиционных материалов
На образцах 6-го варианта оценивали влияние зазубривания краев заплаты на прочность ее соединения с поверхностью образца. Приформовку заплат производили через слой пленочного клея ВК-36. Режим прессового формования ПКМ в зоне ремонта соответствовал техпроцессу формования КМУ-4Л. Установлено, что с увеличением числа заплат от 2 до 6 эффективность препрегового способа ремонта увеличивается в среднем с 56% до 90%. Придание краю заплаты, ориентированного в направлении оси нагружения, зубцевидной формы позволяет повысить эффективность ремонта до ц =71% без увеличения числа заплат, что объясняется уменьшением пика касательных напряжений в клеевом слое. Для оценки эффективности клеевого способа ремонта углепластиковых обшивок были использованы односторонние накладки из тождественного материала (марка углепластика, количество и схема укладки слоев такие же, как в обшивке), которые имели форму круга диаметром 100 мм со скосом по всей поверхности на угол 6 градусов.
Они приклеивались к поверхности образцов клеем ВК-36 (Тотв=448К) путем прессового формования. Для равномерности распределения давления по всей поверхности накладки при склеивании между плитами пресса и образцом прокладывались листы вакуумной резины. В накладке и образце количество слоев совпадало. Из таблицы 1.10 следует, что описанному способу ремонта соответствует показатель эффективности 63% и коэффициент увеличения остаточной прочности К=2.
Рассмотренные выше способы ремонта монолитных углепластиковых обшивок для присоединения накладок и дополнительных слоев в зоне повреждения предполагают использование автоклавного или прессового формования, которое может быть выполнено только на специальном стационарном оборудовании ремонтных заводов. При испытании второй партии образцов (варианты 3-5) была исследована возможность применения накладок из углепластика КМУ-6-Зб на основе пленочного клея ВК-36 для ремонта композитных обшивок в аэродромных условиях. В данном случае трудоемкость ремонта сокращается за счет исключения операций приготовления связующего, пропитки и подсушки наполнителя. Для предотвращения продавливания неотвержденной накладки при ремонте повреждений в виде пробоин предлагается использовать подложку круглой формы из предварительно отвержденного углепластика с укладкой слоев [0/90]. Подготовка поверхности образцов перед установкой накладок заключалась в зашкуривании зоны вокруг дефекта. Из таблицы 1.11 следует, что рассматриваемый способ ремонта повреждений имеет достаточно высокую эффективность (ф=83-90%) и позволяет повысить остаточную прочность образцов в 1.7-2 раза.
Наиболее перспективным с точки зрения восстановления исходной прочности поврежденного элемента из ПКМ является ремонт: с использованием препрега и обработкой краев повреждения "на ус".
Согласно данным, приведенным в работе [42], ремонт повреждений размером 50-100 мм, заключающийся только в введении в расфрезерованную зону вставки из слоев препрега, число и ориентация которых выбирается из условия равной прочности вставки и основного материала, имеет низкую эффективность (50%). Использование дополнительных слоев (заплат), а также зазубривание их краев позволяет повысить эффективность рассматриваемого способа ремонта повреждений углепластиковых обшивок до ф=70-97%. Основным недостатком описанного способа является высокая трудоемкость, которая изменяется от 16,8 до 27,4 чел.-часов. По данным работы [38] и из таблицы 1.10 следует, что эффективность рассматриваемого способа ремонта при одностороннем доступе к повреждениям размером 50-100 мм невелика и составляет 48-68%. При двухстороннем же доступе к повреждениям, эффективность ремонта может достигать 90%. Можно отметить, что примерно такую же эффективность имеют исследованные способы ремонта повреждений малых размеров (до 20 м м ) , р е к о м е н д о в а н н ы е для аэродромных у с л о в и й ( Т а б л и ц а 1.11).
Учитывая высокую трудоемкость препреговых способов ремонта, в работе [39] для восстановления прочности поврежденных элементов из ПКМ в полевых условиях рекомендуется использовать накладки из алюминиевых сплавов или титана, соединяемые с обшивкой посредством механического крепежа. Трудоемкость такого ремонта определяется главным образом количеством крепежных элементов и составляет 1,4-2,2 чел.-часа. Прочность отремонтированной конструкции зависит от ряда факторов (тип и размеры крепежа, свойства ПКМ, толщины обшивки, условия нагружения и т. д.), что обуславливает необходимость проведения обширных исследований по разработке соответствующих рекомендаций. В работе [40] оценивалась возможность ремонта угле-пластиковых панелей с повреждениями размером до 100 мм при помощи круглых или квадратных металлических накладок, прикрепляемых болтами диаметром 6 мм. Установлено, что эффективность рассмотренных вариантов ремонта примерно одинакова и составляет всего около 50%. Поэтому ремонт с использованием механических соединений характеризуется как временный, пригодный для короткого промежутка времени, после чего должен быть выполнен более качественный ремонт [40,41].
Большинства из недостатков, присущих способам ремонта, предполагающим применение препрега или механического крепежа, лишены клеевые способы ремонта ПКМ. Присоединяемые при помощи клея накладки и вставки изготовляются либо из тех же материалов, что и поврежденная конструкция, либо из других материалов (титановой фольги и стеклоткани) с обеспечением требуемых прочностных характеристик [11]. Трудоемкость такого ремонта в основном определяется объемом работ по подготовке соединяемых поверхностей, их подготовки к склеиванию и составляет 4.9-7.4 чел. час. По данным работы [41], при ремонте углепластиковых панелей с повреждением размером 50 мм эффективность клеевого способа при односторонней установке углепласти-ковой накладки составила 53-77%), а при двусторонней установке таких же накладок - 89-99%. Низкая эффективность клеевого способа при ремонте повреждений ПКМ односторонними накладками объясняется тем, что эти накладки, имеющие эксцентриситет по отношению к поверхности элемента, создают значительную концентрацию касательных напряжений в клеевом шве, что приводит к преждевременным разрушениям в зоне ремонта. Повысить прочность клеевых соединений можно путем установки крепежа диаметром до 4 мм, т.е. используя клеемеханические соединения.
Определение усилий в болтовых и заклепочных соединениях
Первые три строки таблицы соответствуют испытаниям соединений со стальными деталями. Четвертая строка - соединению, в котором пластина изготавливалась из дюралевого сплава [75]. В пятой строке таблицы приводится сравнение податливости Сан с результатами эксперимента, полученными на модели двухсрезного соединения, детали которого изготовлены из органического стекла. Относительная погрешность у между аналитическими результатами и экспериментальными свидетельствует, что аналитические значения податливо-стей можно использовать в практических расчетах.
В связи с этим в работе [62] проведены исследования, которые дали возможность выяснить, насколько сильно влияет на компоненты основного напряженного состояния (напряжения в равноудаленных от отверстий сечениях и силы, передаваемые болтами) особенность, возникающая в точке приложения силы при одноточечной аппроксимации болтовой связи. С этой целью получены решения задачи об основном напряженном состоянии трехрядного болтового соединения (рис. 2.4а) на конечных сетках различного порядка дискретизации.
На рис. 2.46. показаны результаты этих исследований. Сплошными линиями нанесено изменение относительного значения силы, приходящуюся на крайнюю точечную связь, для случая нулевой податливости связи (С = О, жесткий крепеж) и реальной (С Ф О, упругий крепеж), которые получены на конечно-элементных сетках с одноточечной аппроксимацией связи при разных размерах Заштрихованные полосы содержат решения, полученные на конечно-элементных сетках с числом узлов фрагмента пто, многоточечной аппроксимацией болтовой связи (узлы, попадающие в пределы окружности с диаметром, равным диаметру отверстия под болт). Как видно из рис. 2.46, разброс относительных значений силы, приходящейся на крайний болт, не превосходит 5%. При одноточечной аппроксимации связей решение с такой точностью можно получить, выбрав размеры конечных элементов, удовлетворяющие соотношению А1/д, 1.8.
Данные соотношения реализованы в комплексе программ ФИТИНГ [9] и используются при расчете податливостей болтов и заклепок в автоматическом режиме. Так как методы получения податливости соединений постоянно совершенствуются, то в ФИТИНГе предусмотрена возможность непосредственного задания податливости дискретных связей, значения которой для неравномерного распределения нагрузки по высоте крепежа можно найти в работах [61,66].
Многолетний опыт эксплуатации и испытаний на выносливость авиационных конструкций свидетельствует о том, что большое количество усталост-52 ных трещин появляется в окрестности нагруженных отверстий элементов болтовых и заклепочных соединений планера самолета. В связи с этим возникает интерес к изучению локального напряженно-деформированного состояния элементов соединения в окрестности нагруженного отверстия, которое, как правило, приводит к относительно более раннему возникновению усталостных трещин. Фрактографический анализ разрушенных соединений показывает, что очаг усталостного разрушения зарождается именно у отверстия на внутренней контактирующей стороне элемента (в плоскости среза), чем подтверждается необходимость изучения локального напряженно-деформированного состояния элементов соединения с учетом неравномерного характера распределения контактных усилий по толщине элемента соединения. Рассмотрим односрезное болтовое соединение (рис. 2.2). Выделим из элемента соединения область, содержащую нагруженное отверстие, равноудаленными от соседних отверстий сечениями. Предположим, что статические граничные условия на внешнем (равноудаленные сечения) и внутреннем (отверстие) контурах выделенной области известны. Как правило, эти граничные усилия, называемые компонентами основного напряженного состояния соединения, удовлетворяют гипотезам плоской задачи теории упругости и могут быть получены при расчете соединения в целом с учетом податливости элементов крепежа [76]. Очень часто структура усилий, действующих на границу выделенной области, позволяет представить локальное напряженно-деформированное состояние типа краевого эффекта зоны нагруженного отверстия в виде суперпозиции двух состояний: плоского и объемного, причем к объемному состоянию приводит нагрузка на контур отверстия элемента одно-срезного соединения, неравномерно распределенная по толщине листа. Проиллюстрируем эту возможность простым примером: к области с отверстием, нагруженным распределенной силой Р, приложены растягивающие напряжения а \ а (рис. 2.2.,а), причем: где /, Ь— толщина и ширина выделенной области. Естественно представить решение этой задачи в виде суперпозиции решений таких задач (рис. 2.2.,б): 1) к области с отверстием по внешнему контуру приложены напряжения 2) на контур отверстия действует распределенная сила Р, ее уравновешивают напряжения а - а на внешней границе области. Первая из этих задач является плоской. Плоское напряженное состояние-области с отверстием изучено для многих случаев нагружения, результаты приведены в литературе [52]. Если учитывать, что отверстие заполнено телом болта, то задача усложняется, но и в этом случае получены некоторые решения (см. [77,78]). Решение второй задачи описывает трехмерное напряженное состояние зоны отверстия, нагруженного контактными усилиями взаимодействия болта с элементами односрезного соединения, и его исследованию посвящена предлагаемая работа. Рассмотрим равновесную модель области элемента соединения (рис. 2.5) для второй задачи. Погонные усилия р(2) по толщине листа для односрезного соединения определяются следующим образом [79]:
Выбор конструктивно-технологических параметров узла крепления лопасти вертолета
Применение композиционных материалов (КМ) в несущей системе вертолетов прошло через ряд этапов. Первый этап связан с использованием КМ в лопастях несущего винта соосных вертолетов, которые в течении многих лет эксплуатируются на вертолетах двух поколений: Ка-26 и К-32. Дальнейшая эксплуатация КМ в несущей системе шла на базе накопленного опыта по пути расширения сфер применения этих материалов - это элементы втулки, в том числе и разработка по созданию корпуса втулки, и работы, связанные с обеспечением необходимой прочности и ресурса этих агрегатов.
Использование КМ в несущей системе вертолета показало, что наиболее актуальной задачей при проектировании является создание металло - композитных соединений, а именно нерегулярных зон, передающих большие сосредоточенные нагрузки. Многие достоинства КМ с точки зрения создания зон передачи больших сосредоточенных сил оказались недостатками. В условиях жестких габаритно-массовых ограничений элементов несущей системы и традиционно низких характеристик КМ на смятие и срез, возникла необходимость в разработке новых подходов к проектированию металле - композитных соединений в элементах несущей системы.
На первом этапе использования КМ к проблеме создания нерегулярных зон подошли чисто механически и первые нерегулярные зоны на лопастях выполнялись аналогично металлическим со всеми присущими им недостатками. Дальнейшее развитие показало, что создание нерегулярных зон в элементах несущей системы тесно связано с разработкой конструктивно-технологических решений всего элемента несущей системы в целом. Толчком в развитии исследований стали разработки лопасти несущего винта без традиционного металлического наконечника, когда лопасть с помощью одного-двух болтов непосредственно крепится к втулке. Все возможные и имеющиеся решения можно разделить на два класса: первый - когда тот или иной элемент подвергается усилению в нерегулярной зоне и после окончательного формования происходит формирование нерегулярной зоны механической разделкой отверстия. Второй класс - это создание отверстия в нерегулярной зоне с помощью втулки или намотки лент или пучков волокон препрега с последующим формованием элемента с уже готовыми отверстиями. Если для первого класса соединений эффективность может определяться из условия выполнения отверстия в пределах 1.0-3.0 диаметров, то для второго класса соединений это расстояние может исчисляться десятыми долями диаметра отверстия, отсюда эффективность их использования.
Для определения рациональных конструктивно-технологических параметров используем типовой узел крепления лопасти вертолета, приведенный в первой главе работы. Расчетная модель соединения. Для моделирования соединения используется конечно-элементная модель (КЭМ), учитывающая, по возможности, все параметры конструктивно-технологического решения соединения, имеющего место при проектировании. В качестве конечного элемента используются симплексные изотропные и анизотропные треугольники, работающие на растяжение и сдвиг, разработанные в рамках комплекса программ ФИТИНГ [9]. При этом исходный гетерогенный материал в расчете заменяется некоторой условной средой.
Для задач проектирования и расчета соединений в КМ представляется целесообразным применить феноменологический подход к определению упругих постоянных материала, т.е. принимается следующее: структура материала симметрична относительно срединной плоскости; все слои деформируются совместно, т.е. отсутствует скольжение; все слои деформируются линейно; в материале отсутствуют поры.
КЭМ построена с использованием метода подконструкций, который позволяет последовательно наращивать КЭМ и оценивать влияние конструктивно-технологических параметров во всех ее элементах. Для построения КЭМ выделим все основные подконструкций, определим приемлемые размеры конечных элементов и их влияние на точность определения НДС. При расчете соединения, изготовленного выкладкой, можно выделить следующие подконст-рукций: ортотропная пластина, клеевая прослойка, металлическая втулка, болт, передающий нагрузку и боковая стенка - ортотропная пластина.
На рис, 4.7 представлена интегральная КЭМ соединения, составленная из рассмотренных подконструкций. Приняты следующие обозначения: Н-расстояние от центра отверстия до края пластины по оси, совпадающей с направлением нагрузки; 6 - толщина втулки; - диаметр отверстия в ортотропном материале; Г-толщина пластины; Р-нагрузка , передаваемая через болт; В-95 ширина пластины симметрично относительно отверстия; С - расстояние между отверстиями.
Оценка точности предложенных расчетных моделей была проведена с помощью численного эксперимента, который позволил выбрать разумное число элементов в каждой подконструкции из условия что разница напряжений между предыдущим и последующими делениями не превышает 3- -5%. Причем ор-тотропная пластина (рис. 4.7) разделена на две подконструкции: с более мелким разбиением в зоне вблизи отверстия в ортотропной пластине и с более редким вдали от отверстия. Исследование изменения величины коэффициента концентрации напряжений от геометрических параметров соединения. Исследовано влияние относительного расстояния до края отверстия на максимальную концентрацию напряжений для пластины с отверстием из ортотропного материала (таблица 4.6) имеющего тканевое переплетение волокон, основа которого расположена вдоль действия силы. По результатам исследования построены зависимости коэффициентов концентрации напряжений от параметра Я/ (рис. 4.8).
Исследование рациональных параметров узла крепления стекло- пластиковой лопасти вентилятора ГАЦ-28Т
При наличии композитной обшивки происходит ее разрушение под головкой винта при довольно невысоком уровне энергоемкости разрушения. Величину энергоемкости разрушения подобного соединения можно значительно повысить, если применить типовые конструкционные приемы проектирования композиционных соединений, связанные с увеличением диаметра головки болта, увеличения толщины композита в области стыка и др., некоторые из которых описаны в работе [67].
Вентиляторы серии ГАЦ предназначены для установки в аппараты воз душного охлаждения типов АВГ, АВЗД и др. Рабочие колеса вентилятора (рис. 4.42) включают в себя композитную ступицу и объемные стеклопластиковые лопасти, изготовленные методом формования под давлением с термическим отверждением. Лопасти - полые, с несущей обшивкой, обеспечивающей высокую прочность и жесткость при малом весе. В комлевой части лопасти выполнен стеклопластиковый хвостовик. Хвостовик плавно сопрягается с несущей обшивкой лопасти, что обеспечивает равномерное распределение напря жений в конструкции. Для снятия заряда статического электричества законцовка лопасти оснащена метал лической пластиной, соединенной электропроводом с металлической втулкой. Для предотвращения эро зии от капель жидкости на передние кромку лопастей устанавливаются Хвостовик лопасти заделывается в ступицу с помощью металлической втулки (рис. 4.43) и фланца (рис. 4.44). Втулка крепления лопасти вентилятора представляет собой осесиммет-ричный патрубок, поперечное сечение которого показано на рис. 4.43. Нагрузка на втулку передается через фланец, чертеж которого показана на рис. 4.44. Полагая, что материал втулки и фланца ст. 3, из справочника [98] выбираем минимальные прочностные характеристики этого сплава: предел прочности ав=40 кГс/мм , предел пропорциональности апц=25 кГс/мм , модуль упругости 20000 кГс/мм , коэффициент Пуассона у=0.3. Ввиду отсутствия данных о пределе выносливости материала заготовки для его определения воспользуемся выражением [99,100]: а.1=0.4аОв=0.4-0.840кГс/мм =12.8кГс/мм где 0,4 - коэффициент основного пульсирующего цикла, а а=0.8 - коэффициент, учитывающий высокочастотное нестационарное нагружение. Расчет соединения и выбор радиуса сопряжения. Напряжения в зонах радиуса сопряжения втулки и фланца от осевой силы Р=1487 кГс м и изгибающего лопасть аэродинамического момента М, определим по выражению где К - коэффициент концентрации напряжений в зонах радиуса сопряжения, = 1010 мм - площадь сечения втулки в зоне радиуса сопряжения (рис. 4.45) , М = д/м] -АМ] = 291 кГсм - из1г2и9 бающий момент от аэродинамичес-кого нагружения, =0.Ш (1-—) =26514мм - момент сопротивления сечения, площадью Р. Расчетные нафузки в системе координат лопасти (рис. 4.45) приводятся в таблице 4.10.
Расчетные модели для различных значений радиуса сопряжения К (0.5, 1.25, 2 мм) набиралась осесимметричными элементами и нагружалась по торцу единичными напряжениями ао=1 кГс /мм (рис. 4.46, рис. 4.47). На рис. 4.48 показано деформирование модели соединения для радиуса перехода Я=2мм. На рис. 4.49 приводится распределение главных растягивающих напряжений для случая К=2 мм, а в таблице 4.11 и на рис. 4.50 даны значения концентрации напряжений и величина максимальных напряжений при расчетных нагрузках в зависимости от радиуса перехода К.
