Содержание к диссертации
Введение
1.1. Аналитические методы 10
1.1. Решение дисков при упругих деформациях... 10
1.1.2. Решение дисков при пластических деформациях 19
1.1.3. Расчет дисков на предельную несущую способность 26
1.2. Использование метода конечных элементов при анализе работоспособности сложных конструкций .. 33
1.3. Экспериментальные методы оценки работоспособности вращающихся деталей... 38
Глава 2. Исследования по выбору расчётной схемы, оценки работоспособности вращающихся деталей ТНА 42
2.1. Рабочий диск турбины 45
2.2. Крыльчатка с лопатками двоякой кривизны 48
2.3. Крыльчатка с лопатками щлиндрического профиля . 49
Глава 3. Исследование применимости адаптивного метода при оценке несущей способности типовых схем крыльчаток . 59
3.1. Крыльчатки первой типовой схемы 62
3.2. Крыльчатки второй типовой схемы 71
3.3. Крыльчатки третьей типовой схемы 80
Глава 4. Оценка влияния разброса механических свойств на несущую способность крыльчаток среднего диаметра .. 89
4.1. Крыльчатка первой типовой схемы 90
4.2. Крыльчатка второй типовой схемы 92
4.3. Крыльчатка третьей типовой схемы 93
Глава 5. Анализ ВДС крыльчаток различного диаметра от действия статических, рабочих нагрузок 95
5.1. Односторонние крыльчатки большого диаметра... 96
5.2. Двухсторонние крыльчатки среднего диаметра 103
5.3. Односторонние крыльчатки среднего диаметра 107
Заключение 117
Приложение 118
Литература 119
- Использование метода конечных элементов при анализе работоспособности сложных конструкций
- Крыльчатка с лопатками щлиндрического профиля
- Крыльчатки третьей типовой схемы
- Двухсторонние крыльчатки среднего диаметра
Введение к работе
Современная ракетная техника является неотъемлемой частью цивилизованного мира. В настоящее время решаются многочисленные вопросы индустриализации близкого космоса Реализуются программы по выводу на различные орбиты сотен спутников с целью всемирной информатизации (телефонизации, мониторинга, обмена информацией, обучения, проведения банковских операций, слежения за транспортом, быстрого обнаружения чрезвычайных ситуаций, раннего оповещения об ракетно-ядерной угрозе и решения большого количества других глобальных задач).
Будущие проблемы человечества могут быть решены дешевыми и надежными ракетами-носителями, оснащёнными высокоэффективными, высоконадёжными, дешевыми и экологически чистыми двигателями. Этим требованиям соответствуют ракеты и ракетные двигатели, работающие на жидких компонентах топлива Наибольшее распространение получили ракеты, у которых двигатели работают на жидком кислороде и углеводородном горючем на первых ступенях и жидком водороде на верхних ступенях.
Мировой прогресс требует повышения объёмов пусков, поэтому необходимо обеспечить высокую надёжность и безопасность (в т.ч. экологическую) техники такого рода, а рост конкуренции на мировом рынке, за счет появления новых космических держав, требует повышения конкурентоспособности.
Значительное снижение стоимости пуска ракет-носителей а, следовательно, повышение конкурентоспособности, может быть достигнуто за счет создания многоразовых систем, а эффективность и надёжность повышена модификацией уже отработанных двигателей.
В настоящее время на предприятиях отрасли проводится форсирование ряда базовых двигателей.
Рис. 1. РД-170
Двигатель РД-170 (рис. 1) форсируется на 5% по уровню тяги. Он применяется на первой ступени ракет класса "Зенит", и выполнен по замкнутой схеме, а в качестве топлива используется пара кислород-керосин.
Тяга двигателя в пустоте составляет — 804тс. Давление в КС равно — 280атм.
Двигатель РД-253 (рис. 2) также форсируется на 5%.
Он используется на первой ступени РН "Протон", и также
выполнен по замкнутой схеме. Компоненты топлива —
НДМГ и AT. Давление в КС составляет - 147атм. Тяга
двигателя в пустоте равна - 165тс.
Рис. 2. РД-253 Двигатель РД-191 создаётся на базе РД-170 (рис. 3)
и разрабатывается для применения на первой ступени РН "Ангара" и
многоразового модуля "Байкал".
Тяга двигателя в пустоте — 212тс. Давление в КС составляет — 280атм. Давление на выходе из насоса окислителя — 670атм, мощность насоса равна — 49639л.с. Давление на выходе из насоса горючего — 944атм, мощность составляет — 28000л.с. Скорость вращения ротора равна 24000об/мин.
Рис. 3. РД-191
Турбонасосные агрегаты данных ЖРД (рис. 4 и 5) это высокотехнологические и наукоёмкие элементы двигателя. Значительная разница между рабочими температурами компонентов топлива и рабочего тела турбины, а также различная напряженность элементов, вынуждает использовать широкий спектр материалов, от фторопластовых, в уплотняющих элементах, до высокопрочных хром-никелевых и титановых сплавов. Между вращающимися и покоящимися
частями агрегата включают сложные уплотняющие системы. При проектировании турбонасосных агрегатов (ТНА) уделяют большое внимание виброактивности его элементов, снижение которой возможно индивидуальной настройкой вращающихся деталей.
Рабочие диски турбин и ^
крыльчатки, данных двигателей,
являются одними из наиболее
ответственных деталей. Они
Рис. 4. Насос горючего.
подвержены широкому спектру критических нагрузок и вместе с тем
должны обеспечивать работоспособность двигательной установки в течение всего гарантированного ресурса. Основными нагрузками, действующими на данные элементы, являются: центробежные силы; изгибающие силы; давление от посадки на вал или от затяжки; вибрации; гироскопический момент.
Необходимость повышения
Рис. 5. Турбина
характеристик ЖРД, заставляет повышать эффективность и мощность ТНА. Это достигается путём увеличения КПД рабочих деталей насосов, посредством проектирования крыльчаток и дисков турбин сложной формы, с усложнением профиля ступицы и обода, проектированием высоких турбинных лопаток (высотой до 70 мм) с двоякой кривизной профиля, сильноизогнутым покрьганым диском крыльчаток, эксцентричными не параллельными оси вращения разгрузочными отверстиями и т.п. Потребность в высоких мощностях заставляет увеличивать диаметры рабочих колёс, что ведёт к росту массовых характеристик. В свою очередь из-за роста массы деталей вводят замковые соединения крыльчаток на валах роторов. А широкий
спектр нагрузок вызывает в рабочих дисках турбин и крыльчатках явления концентрации напряжений.
Все эти конструктивные особенности и нагрузки являются причиной того, что оценить с достаточной степенью точности напряжённо деформированное состояние (НДС), с помощью традиционных расчетов на статическую прочность [1, 24], не представляется возможным. Даже 40 летняя практика применения метода конечных элементов (МКЭ) [47, 15, 17] не позволяет перенести отработанные алгоритмы на сложные элементы ТНА. Поэтому в инженерной практике, вплоть до настоящего времени, в комплексе с аналитическими методами используют экспериментальные методы исследования пространственного НДС, такие как метод фотоупругости (поляризационно-оптический метод) и метод статического тензометрирования.
Экспериментальное исследование, в силу специфики, проводят в барокамере с разряженной атмосферой, тем самым не учитывая давление компонента топлива на профильные части колёс. Но, не смотря на это, на основе экспериментальных данных делают выводы о напряжённости, на рабочих оборотах, и величине разрушающей скорости вращения.
Проведение сложных и зачастую малоэффективных экспериментов ведёт к увеличению временных и материальных затрат. Поэтому они усложняют мероприятия направленные на оценку работоспособности вращающихся деталей на этапе проектирования, при разработке новых схем ТНА, и форсировании уже существующих двигателей. А невозможность учёта некоторых силовых факторов, во время экспериментальной отработки, ведёт к неадекватной оценке НДС.
Новые задачи повышения конкурентоспособности, эффективности и безопасности ракетной техники, требуют от инженеров получения, расчетным путём, более информативной картины нагружённости агрегатов и деталей новейших схем за более короткие сроки, чем ранее.
Актуальность работы.
В настоящее время нет единой универсальной методики, обеспечивающей качественное определение пространственного НДС современных лопаточных колёс, сложных форм. Открытыми остаются вопросы учета полной геометрии и широкого спектра статических, рабочих нагрузок. Также трудности возникают при попытке определения предельной несущей способности вращающихся деталей, которая является немаловажной характеристикой изделия. Все эти проблемы могут быть решены с помощью метода конечных элементов (МКЭ).
В мировой практике использование МКЭ чаще всего связано с интуитивным построением расчетных схем (выбора типа и количества конечных элементов). В некоторых случаях эти параметры определяют по расчету простых схем, для которых есть аналитическое решение. В других случаях проводятся эквивалентные, модельные испытания.
Все эти подходы малоэффективны - занимают много времени, интуитивны и требуют больших ресурсов при модельной коррекции расчетных схем. Что касается выбора, сделанного по решению простых схем, то достаточно сложно определить порядок и тип сил и моментов, действующих на натурную деталь во время работы. А эти значения не маловажны потому, что точность решения МКЭ сильно зависит от величины нагрузки.
Отсутствие эффективного алгоритма создания корректной конечно-элементной модели (КЭМ), вынуждает специалистов отрасли при расчете напряжённого состояния, а также при оценке разрушающей скорости вращения, использовать численные методы, основанные на решении интегральных уравнений и разработанные в виде Отраслевого стандарта в 1983 году. Стандарт позволяет рассчитывать крыльчатки с лопатками, спроектированными по цилиндрической поверхности, а геометрию крыльчаток более сложных форм идеализируют и проверяют корректность выбора той или иной расчетной схемы при экспериментальной оценке.
Исходя из этих предпосылок следует, что актуальной проблемой является отсутствие эффективного алгоритма составления расчетной схемы МКЭ, позволяющего качественно анализировать работоспособность вращающихся деталей сложной формы, мощных ЖРД на этапе проектирования, что позволило бы повысить качество расчетной оценки и сократить затраты на экспериментальную отработку деталей.
Цель диссертационного исследования.
Усовершенствовать составление расчетной схемы МКЭ, путём оптимизации адаптивного алгоритма к вращающимся деталям ТНА форсируемых ЖРД.
Основные задачи:
1. Оптимизировать алгоритм построения адаптивных КЭМ и
обосновать выбор наиболее эффективной расчетной схемы,
применительно к вращающимся деталям агрегатов питания ЖРД, которые
дадут количественно похожую картину НДС с экспериментально
определённой по методу статического тензометрирования и методу
фотоупругости.
Используя усовершенствованный алгоритм и расчётную схему, решить задачи по оценке несущей способности типовых, конструктивных схем крыльчаток и сопоставить с результатами разгонных испытаний.
Оценить влияние разброса механических свойств материала крыльчаток (определённых по образцам свидетелям) на величину разрушающей скорости вращения.
4. Оценить НДС типовых крыльчаток, современных ЖРД от
действия статических, рабочих нагрузок, усовершенствованным
алгоритмом, и оценить вклад давления компонента топлива на НДС.
Использование метода конечных элементов при анализе работоспособности сложных конструкций
Первые работы, посвященные исследованию напряжённого состояния центробежных крыльчаток и рабочих колёс турбин по МЕСЭ, отличаются упрощёнными расчетными схемами [24]. Напряженность несущих дисков рабочих колёс рассчитывается отдельно от лопаток и бандажных полок, нагрузки от них прикладываются в виде распределённой силы рис. 1.12. В расчетных схемах направленных на динамические исследования [20, 38] лопатки рассматриваются как часть диска, масса которой эквивалентна массе рабочих лопаток, либо как стержни, не деформирующиеся при изгибных колебаниях диска. Напряжённость лопатки определяется рассмотрением их как стержней или оболочек. Применение теории стержней дает существенные погрешности численных результатов т.к. данная теория предполагает отсутствие деформирования сечений лопатки в плоскости. В некоторых случаях жесткость лопаток не учитывается. Подобные допущения правомочны при простых конструкциях деталей, т.е. с лопатками малой высоты и простого (цилиндрического) профиля, но приводят к сильному расхождению расчетных и экспериментальных результатов в более общей постановке. вопросов исследования динамики вращающихся систем. Детально проработаны вопросы подбора типа конечных элементов для динамического расчёта лопаток компрессоров (рис. 1.13) и турбин авиационных ГТД и радиальных колёс (рис. 1.14).
Разработаны эффективные элементы для динамического анализа тонких лопаток по теории закрученных стрежней и толстых лопаток с использованием трёхмерных конечных элементов. Достоверность разработанных математических моделей при решении задач колебаний дисков турбомашин подтверждено сравнением с результатами экспериментальных исследований.
В работе [67] предложено решение для колеса с радиальными лопатками: (рис. 1.15) с помощью метода конечных элементов. Так как лопатки делят диск на секции, предлагается рассматривать одну из них, разбивая её на цилиндрические секторные элементы треугольного сечения (рис. 1.16), аналогичные осесимметричным кольцевым замкнутым элементам.
Для описания перемещений в окружном направлении используют тригонометрический ряд (10), коэффициенты которого определяют с помощью дополнительных узловых точек. Перемещения в меридиональных треугольных сечениях описываются с помощью полинома второго порядка (11) в однородных координатах удовлетворяющих условию 4і+42+4з 1 Проведённые сравнения в работе с результатами исследований напряжений на фотоупругой модели крыльчатки свидетельствуют о достаточной близости результатов МКЭ и эксперимента, что объясняется малым количеством лопаток в рассматриваемой крыльчатке и необходимостью учета дискретности нагрузки, действующей на диск. При большем числе лопаток (z 12) результаты осесимметричного расчета по МКЭ и экспериментальных данных близки.
В работах Биргера И.А., Демьянушко И.В. и Котерова Н.И. [24, 12] рассматривается применение метода конечных элементов для расчёта дисков и дисковых элементов роторов, покрывающих, лабиринтных дисков.
В качестве элемента дискретизации расчётной области, как в осесимметричной так и в плоской задаче, выбирается треугольный элемент с шестью степенями свободы с линейной аппроксимацией перемещений внутри элемента В качестве вывода основных соотношений для линейного треугольного элемента использовался вывод известный из работ [31, 46, 48].
Кинематические и силовые граничные условия для диска формулируются обычным для МКЭ способами [24, 31, 25] (рис. 1.12). Нагрузки на внешних контурах считаются приложенными, с соответствующим распределением, в узлах элементов, выходящих на контур.
В работах даны результаты расчета несимметричных дисков турбин от действия неравномерного нагрева и моментом при осесимметричном рассмотрении МКЭ и проведено сравнение с результатами расчета методом интегральных уравнении как
Результаты расчетов и сделанное сравнение показывают, что для обычных инженерных оценок расчет диска как пластины достоверно описывает распределение напряжений (рис. 1.17). Поэтому рекомендуется использовать МКЭ для расчета выделенных участков - подобластей, где существенен эффект объёмности или имеется концентрация напряжений. Это позволит в инженерной практике уменьшить трудоёмкость расчетов, увеличить их точность за счет уменьшения размеров расчетной области и, соответственно, увеличения количества элементов.
Также в работах приводится методика расчёта дисков с учётом пластичности и ползучести. При этом применяется метод переменных параметров упругости (для пластичности) и теория старения Работнова Ю.Н. [48] (для ползучести) позволившая представить кривые ползучести в форме аналогичной диаграмме деформирования. Дальнейшее развитие работ позволило учитывать циклическое изменение напряженно-деформированного состояния. Расчет кинетики деформирования диска в этих условиях предлагается проводить шаговым методом последовательных нагружений с использованием соотношений теорий пластичности и ползучести в приращениях [26, 24] (этот метод был реализован на ЭВМ Темисом Ю.М.).
В диссертационной работе Азметова Х.Х. (руководитель Темис Ю.М.) реализован метод расчёта НДС деталей турбомашин при циклическом упругопластическом деформировании и оценки их ресурса малоцикловой усталости методом КЭ.
В другом варианте практического применения МКЭ центробежные крыльчатки более сложной формы рассчитываются как ортотропные пологие оболочки в осесимметричной постановке, без какого либо учета пространственного напряжённого состояния основных и вспомогательных лопаток и только лишь от действия центробежных сил. Но в силу большой идеализации этот подход не нашел широкого применения.
Все эти примеры практического использования МКЭ реализованы на собственных разработках, позволяющие анализировать достаточно простые расчётные схемы.
Проведя анализ мировой практики использования МКЭ можно сказать, что в настоящее время популярностью пользуются программные комплексы МКЭ, разработанные большими группами специалистов для применения на современных, высокоскоростных вычислительных машинах и позволяющие решать более сложные, специализированные задачи. К таким типам программ относятся: ANSYS, NASTRAN, MARC, SuperSAP и мн. другие.
Крыльчатка с лопатками щлиндрического профиля
Эти данные получены по результатам исследований напряжений с применением фоточувствительной модели крыльчатки, нагруженной полем центробежных сил, и метода фотоупругости [4]. Данная методика была достаточно хорошо проработана и поэтому погрешность фотоупругих исследований с учётом точности измерений, отклонений от геометрического и силового подобия, сложности эксперимента, навыка и квалификации экспериментатора оценивается в ±10% для максимальных напряжений.
Марка применяемого модельного материала — полимерный материал, получаемый на основе эпоксидных смол ЭД-16, ЭД-20, ЭД-22 со свойствами представленными Приложении.
Экспериментальная модель крыльчатки была собрана из двух частей — основного диска с лопатками и покрывного диска. Части соединялись клеем, поэтому между этими частями существует разрыв между изолиниями, а следовательно и погрешность измерения напряжений.
Расчётную адаптивную КЭМ (рис. 2.7) построим основываясь на результатах анализа чувствительности трёх одноразмерных КЭМ составленных- из конечного элемента типа тетраэдр (первая расчётная схема) и из КЭ типа гексаэдр (вторая расчётная схема). При расчёте затяжку крыльчатки на валу не учитываем. Расчётную скорость вращения примем равной 18000 об/мин.
Результаты численного расчета НДС, полученные с применением адаптивной КЭМ, и экспериментальные данные представлены на рис 2.8 -2.12.
Анализ эпюр напряжений полученных экспериментальным путём позволяет сделать вывод, что наибольшие напряжения в натурной крыльчатке, принимаемые условно как упругие, составляют для покрывного диска 51.5ІКГС/ММ2, а для основного диска 5б.7кгс/м№. При этом эти напряжения находятся соответственно в зонах сопряжения лопаток малой и большой с основным диском.
В таблице 2.1 даны величины максимальных радиальных деформаций и максимальных напряжений определённых экспериментальным путём и по двум расчётным схемам МКЭ.
Данное сравнение, в силу наличия сплошного поля данных результата эксперимента, показывает хорошее качественное и количественное совпадение с расчетом адаптивной КЭМ Некоторое несоответствие, в пределах 20%, заметно в местах склейки покрывного диска с лопатками (точки 13 и 17 рис. 2.13).
Использование адаптивной КЭМ позволило определить более точно эпюры напряжений в месте сопряжения лопаток с покрывным диском. 1. Оценкой НДС методом статического тензометрирования не возможно определить величину напряжения в точке. Более того, по существующей методологии тензометры наклеиваются на поверхности малой кривизны, когда по расчёту максимальные напряжения возникают в местах сопряжения лопаток с диском. Поэтому данный подход не позволил найти максимальное напряжение и корректно оценить работоспособность диска турбины, нагруженного критическими нагрузками. 2. Анализ, проведённый в главе 2.2, показывает неплохое качественное соответствие картин напряжений полученных экспериментально и численно. Можно отметить, что разработанная адаптивная КЭМ данной крыльчатки является корректной и использование данного подхода построения расчётной схемы других крыльчаток возможно без дополнительного экспериментального подтверждения корректности КЭМ. 3. Сравнив картину напряжений по сплошному полю, приведенному в главе 2.4, можно отметить то, что применение адаптивных КЭМ составленных из КЭ типа тетраэдр более эффективно, чем адаптивных моделей выполненных по второй расчётной схеме, т.к. вторая расчетная схема требует большего времени для составления. Но по расчёту показано, что результаты практически идентичны с первой расчётной схемой. Так же, в силу специфики второй расчётной схемы, число степеней свободы на порядок выше по сравнению с первой. 4. Экспериментальная оценка работоспособности, данных элементов, на несколько порядков сложна (и, в случае не учёта некоторых силовых факторов, не верна) по сравнению с предложенным алгоритмом применения метода КЭ.
Скорость вращения, при которой происходит разрушение крыльчаток, является важной характеристикой. Условие разрушения может настать при внезапной раскрутке ротора при снятии нагрузки, отказа регулятора оборотов или инерционности аварийных систем защиты. Поэтому запас по разрушающей скорости вращения (РСВ) нормируют.
Экспериментально, запас по разрушающей скорости вращения, определяют в барокамере с разряжённой атмосферой. В одном случае о достижении РСВ судят по увеличивающимся вибрациям, в другом по скорости увеличения наружного диаметра колеса, в третьем детали доводят до полного разрушения при раскрутке. Во всех этих случаях необходимо изготовление опытного образца детали с соблюдением технологии и проведением контроля на содержание дефектов. Поэтому любой численный метод будет экономичней экспериментальной оценки.
Вплоть до настоящего времени на предприятиях отрасли, при определении РСВ, пользовались отраслевым стандартом [1]. В силу того, что стандарт предназначен для анализа крыльчаток с лопатками, спрофилированными по цилиндрической поверхности, при анализе более сложных элементов, геометрию деталей сильно идеализируют. Поэтому данным методом определяли РСВ в первом приближении, не получая при этом полную информацию о НДС.
Разработанный алгоритм, построения расчетной схемы, в силу малого количества узловых точек, позволит получить величину РСВ за более короткие сроки, с более полной информацией о НДС, чем ранее применяемые методы и схемы.
Оценим эффективность адаптивных КЭМ при определении РСВ по алгоритму, апробированному в ряде работ Российских учёных [24].
Крыльчатки третьей типовой схемы
Крыльчатки такого типа имеют более простую конструкцию. Эти детали имеют малой высоты основные и вспомогательные лопатки цилиндрического профиля и также переменной толщины. Но диски подобных колёс также сложны в исполнении и имеют криволинейную форму с исполненными на них лабиринтными уплотнениями. Поэтому, для качественного определения несущей способности таких крыльчаток, необходимо при построении расчётной схемы учесть все геометрические особенности. Возьмём для анализа крыльчатки вторых ступеней насосов горючего ТНА отличающихся характерными размерами — односторонние крыльчатки среднего диаметра (рис. 3.46, 3.47, 3.54) и большого диаметра (рис. 3.50, 3.51). Геометрические модели крыльчаток построим по номинальным размерам рабочего чертежа. Основные расчетные параметры колёс занесены в таблицу 3.15. При построении адаптивных КЭМ крыльчаток воспользуемся тремя вариантами одноразмерных КЭМ. Далее, по вышеизложенному алгоритму, на основе анализа на чувствительность сетки КЭ построим адаптивные КЭМ крыльчаток. Результаты анализа представлены на графиках сходимости (рис. 3.48, 3.52, 3.55), на котором показаны деформации и напряжения в зависимости от числа узловых точек. На графиках видно, что адаптивные КЭМ имеют в два раза меньшее количество КЭ и удовлетворяет условию сходимости. На рис. 3.56, 3.53, 3.49 представлены результаты расчета в виде графика зависимости приведенных напряжений, в характерных точках моделей (рис. 3.4), от числа оборотов. Линией, обозначенной ot „ , показаны максимальные значения приведенных напряжений, по которым была определена величина npa3pi а на рис. 3.64, 3.61, 3.57 представлена зависимость пластической деформации {єр) от числа оборотов. Величины разрушающих чисел оборотов, определенных по адаптивной КЭМ и по отраслевому стандарту [1], представлены в таблице 3.16, 3.18, 3.20, где они также соотнесены к экспериментальному значению Празр приведенному в отчете [18]. На рис. 3.58 — 3.60 дана картина распределения напряжений и деформаций на оборотах, близких к празр (при п = 1050 сек " ) крыльчатки среднего диаметра №7.
По характеру распределения напряжений и деформаций можно отметить следующее: - максимальные приведенные напряжения возникают в месте сопряжения входной кромки основной лопатки с основным диском. - большая часть покрывного и основного диска находится в пластике. - максимальные радиальные деформации возникают в группе лабиринтов покрывного диска и равны AR= 1.64мм, притом входная кромка перемещается к центру на величину AR -0.108мм. - втулочная часть основного диска сужается на величину Д=0.187... 0.222мм. - запасы по расчётным пределам текучести занесены в таблице 3.17. Так же в крыльчатке наблюдаются большие окружные деформации покрывного диска и лопатки, направленные в сторону вращения крыльчатки, что должно приводить к разгрузке лопаток при работе в составе ЭУ (во время перетекания компонента по межлопаточному каналу). На рис. 3.62 и 3.63 представлена картина распределения напряжений и деформаций на оборотах, близких к « ир (при п = 515 сек " ) крыльчатки большого диаметра №8. По характеру распределения напряжений и деформаций можно отметить: - максимальные приведенные напряжения возникают в месте сопряжения входной кромки основной лопатки с основным диском. - большая часть покрывного и основного диска находится в пластике. - максимальные радиальные деформации возникают в группе лабиринтов покрывного диска и составляют AR=3.44MM. - втулочная часть основного диска сужается на величину Д=10мкм. Так же в крыльчатке наблюдаются большие окружные деформации покрывного диска и лопатки, направленные в сторону вращения крыльчатки.
По характеру распределения напряжений и деформаций крыльчатки среднего диаметра №9, на оборотах, близких к празр (при л = 655 сек "]), можно выделить, что: - максимальные приведенные напряжения возникают в месте сопряжения входной кромки основной лопатки с основным диском и на выходной кромке. - большая часть покрывного и основного диска находится в пластике. - максимальные радиальные деформации возникают в покрывном диске и равны AR=0.262MM. Выводы. 1. Результаты расчётов разрушающих скоростей вращения крыльчаток различных схем, одинокого хорошо согласуются с имеющимися экспериментальными данными, что позволяет рекомендовать адаптивные КЭМ для прогнозирования НДС деталей, проектируемых агрегатов питания ЖРД, с которым связана возможность сокращения объёма экспериментальных исследований. Тем не менее, не смотря на хорошее совпадение расчётной величины РСВ с численно полученной: на адаптивных КЭМ, не стоит полностью отказываться от экспериментальной оценки несущей способности дисков. 2. При оценке несущей способности, как экспериментально, так и численно (по представленному алгоритму и расчетной схеме) не было учтено давление и трение компонента топлива, существующее при работе крыльчаток, поэтому реальная величина РСВ может быть подвержена некоторой корректировке.
Двухсторонние крыльчатки среднего диаметра
Рассматриваемые крыльчатки являются аналогами крыльчаток использующихся в ТНА двигателя РД-253. ТНА выполнен по одноосной схеме. Диск турбины и насос окислителя расположены на одном валу.
Насос горючего, состоящий из двух ступеней, расположен на отдельном полом вале с рессорной передачей крутящего момента от турбины агрегата. Насос окислителя выполнен двухсторонним и служит для перекачки азотной кислоты. Перед крыльчаткой, с каждой стороны, расположен трёхзаходный шнек. Насос горючего первой ступени также выполнен двухсторонним и нагнетает несимметричный диметилгидразин, часть которого поступает во 103 вторую ступень, предназначенную для подачи компонента в охлаждающий тракт камеры и сопла При анализе работоспособности крыльчаток учтём действие следующих нагрузок: 1. Центробежные силы, возникающие на максимальной скорости вращения 15820об/мин. 2. Давление компонента топлива в межлопаточном канале и на дисках, приложенное согласно схеме на рис. 1. при максимальном напоре. Притом давление на лопатки приложим согласно пересчету мощности насоса в крутящий момент по следующей формуле: Мк = 716200— п где N — мощность (л. с), п — скорость вращения (обЛмин). 3. Рабочая затяжка на валу. Модель материала крыльчаток принята упругопластической и описана методом, приведённым в третьей части настоящей работы.
Затяжку крыльчатки на валу смоделируем сужением втулочной части крыльчатки. Расчетным путём было определено, что для обеспечения усилия затяжки в 500кгс необходимо уменьшить осевой размер втулки на 0,75мкм. Мощность насоса учтена без мощности шнека и составляет 24тыс.л.с. Результаты расчета крыльчатки на действие сил затяжки и ЦБС представлены на левой стороне рис. 5.2 — 5.4. Результаты расчета крыльчатки от всех статических нагрузок даны на правой стороне тех же рисунков.
Проведя анализ результатов расчёта можно сделать следующие выводы: 1. Общая напряжённость крыльчатки возросла на 4%, при этом возросли напряжения в месте сопряжения лопаток с дисками и напряжения несущего диска (рис. 5.12). 2. Радиальные деформации покрывного диска уменьшились и поменяли знак с величины +0.065 на -0.073мм (рис. 5.13); 3. Закрутка крыльчатки поменяла знак, притом для лопатки величина закрутки изменилась с -0.014 на +0.1, для покрывного диска с -0.003 на +0.16 (рис. 5.14). Из этого следует, что напряжённость крыльчатки не уменьшается в результате снижения радиальных деформаций. Затяжку крыльчатки на валу смоделируем сужением втулочной части крыльчатки. Расчётным путём было определено, что для обеспечения усилия затяжки в 500кгс необходимо уменьшить осевой размер втулки на 0,8мкм. Результаты расчёта крыльчатки на действие сил затяжки и ЦБС представлены на левой стороне рис. 5.2 - 5.4. Результаты расчета крыльчатки от всех статических нагрузок даны на правой стороне тех же рисунков.
Проведя анализ результатов расчета можно сделать следующие выводы: 1. Давление компонента на лопатки и покрывной диск увеличивает напряженность крыльчатки на 4% и приводит к росту напряжённости в месте сопряжения лопаток с дисками (рис. 5.15). 2. Максимальные радиальные деформации уменьшаются на 30%, а деформация входной кромки покрывного диска меняет знак с величины +0.04 на-0.017 мм (рис. 5.16); 3. закрутка покрывного диска меняет знак с величины —0.046 на +0.16 (рис. 5.17). Из этого следует, что при моделировании всех статических нагрузок напряжённость крыльчатки не уменьшается. Рассмотри крыльчатки среднего диаметра, аналоги которых применяются в ТНА двигателя РД-191. Схема построения и предназначения элементов турбонасосного агрегата, данного двигателя, такая же, как и у РД-171М. При анализе работоспособности крыльчаток учтём действие следующих нагрузок: 1. Центробежные силы, возникающие на максимальной скорости вращения 23859об/мин. 2. Натяг в замковом соединении крыльчаток с валом.
