Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Методика расчета термонапряженного и деформированного состояния элементов конструкций РД и ЭУ 8
1.1.Физическое и математическое представление метода поэтапного нагружения 9
1.2. Математические модели нелинейного поведения материалов при расчетах ТНДС конструкций 14
1.3.Комплекс программ расчета термонапряженного состояния РД и ЭУ 18
Глава 2. Исследования термонапряженного состояния элементов кон струкций РД и ЭУ в осесимметричной и плоской постановках 23
2.1.Исследования термонапряженного состояния критическом сечении сопла 23
2.2. Исследования термонапряженного состояния разрядной камеры Т-160Е с учетом результатов "утяжеленных" испытаний 31
2.3.Исследования термонапряженного состояния элементов конструкций с возможным их контактным взаимодействием 36
2.4.Исследование ТНДС критического сечения сопла изделия "04" 41
Глава 3. Исследования термонапряженного и динамического состояния элементов ротора турбонасосного агрегата 46
3.1.Методическое обеспечение для расчетов термонапряженного состояния дисков быстро вращающихся турбин 46
3.2.Методическое обеспечение для расчетов термонапряженного состояния лопаток турбины ТНА 52
3.3.Методическое обеспечение для расчетов динамических характеристик многоопорных быстро вращающихся роторов 60
Глава 4. Исследование напряженно-деформированного состояния наполнителей 66
4.1.оценки механического состояния наполнителей 66
4.2. Численные исследование НДС наполнителей 72
4.3. Определение оптимального месторасположения замка манжетного раскрепления изделия "06 " 76
Глава 5. Экспериментальное подтверждение в обоснование разработанных методов. рекомендации и внедрение 80
5.1Оценка механического состояния наполнителей 80
5. 2Исследование термонапряженного состояния критического сечения изделия "06" 81
5.3Результаты исследования взаимодействия корпуса и ТЗП РДТТ.. -*
5.4Вибропрочность двигателя Т-160Е 86
5.5Исследование термонапряженного состояния аккумулятора из МПГ-6 при охлаждении 93
Выводы ""
Список использованных источников
- Математические модели нелинейного поведения материалов при расчетах ТНДС конструкций
- Исследования термонапряженного состояния разрядной камеры Т-160Е с учетом результатов "утяжеленных" испытаний
- Определение оптимального месторасположения замка манжетного раскрепления изделия "06
- 2Исследование термонапряженного состояния критического сечения изделия "06"
Введение к работе
Ракетная и ракетно-космическая техника всегда являлась зоной особого внимания не только технически развитых стран Мира. Это связано не только с использованием ракетной техники и космических технологий в военных целях, но и все возрастающей потребностью обслуживания Земли из космоса ( мобильная связь, метеоспутники, разведка полезных ископаемых, картография, энергетика и пр. ). Развитие и совершенствование ракетной техники и, соответственно, двигательных и энергетических установок ( ДУ и ЭУ ) идет не только по пути повышения их энергетических характеристик ( импульса, тяги ), снижения габаритно-массовых характеристик, но и по пути увеличения их надежности, ресурса и многоразовости использования. Это требует совершенствования и развития программно - методического обеспечения, создаваемого такими прикладными науками, как газовая динамика, теплообмен, прочность и другие. Требует так же совершенствования и развития математических средств, являющихся неотъемлемым инструментом для решения прикладных задач, возникающих при проектировании и отработке конструкций, стойких в агрессивных средах, условиях вакуума при действии механических, термических и вибрационных нагрузок, воздействие которых воспроизводится от запуска к запуску при многоразовом их использовании.
Сложность конструкций ДУ и ЭУ, все более напряженные условия их работы, сложность протекающих в них процессов диктуют необходимость создания более точных трехмерных многопараметрических математических моделей, разработки более совершенных алгоритмов и программно - методических средств, базирующихся на многолетнем опыте отработки изделий, экспериментальных данных и натурных обобщениях. Применение в конструкциях ДУ и ЭУ новых материалов, исследование механических и теплофи-зических свойств которых на образцах затруднено или невозможно, приводит к необходимости создания расчетно-экспериментальных методик. В основе этих методик лежит расчетный анализ экспериментальных данных условий
5 работы, теплового и напряженно-деформированного состояний, как модельных конструкций, так и натурных конструкций, испытания которых закончились аварийно или с замечаниями по состоянию материальной части.
Настоящая работа является расчетно-теоретической, но включает проанализированные автором ситуации, приведшие к аварийным исходам при отработке ДУ и ЭУ.
Цель работы.
Создание методов решения физически нелинейных задач теории упругости и пластичности при комплексном квазистатическом воздействии на конструкцию нестационарного температурного поля и механических нагрузок. На основании разработанных методик и алгоритмов создать комплекс программ анализа напряженно-деформированного состояния, позволяющего также учитывать развитие и накопление пластических деформаций в конструкции при циклическом воздействии этих нагрузок от запуска к запуску при многоразовом использовании РД и ЭУ.
С помощью разработанного комплекса программ провести численные исследования распределений напряжений и деформаций в элементах конструкций РД и ЭУ, численные исследования развития пластических деформаций при действии механических, термических и вибрационных нагрузок, воздействие которых воспроизводится от запуска к запуску при многоразовом их использовании.
Научная новизна работы.
1. Методы решения физически нелинейных задач:
метод поэтапного нагружения, обобщающий и модифицирующий методы переменных параметров упругости, начальных деформаций и начальных напряжений;
методика расчета накопления и развития пластических деформаций при комплексном воздействии термических и механических нагрузок, воспроизводящихся от запуска к запуску;
Методика расчета критических чисел оборотов вращения многоопорных роторов с использованием полуаналитического метода конечных элементов, предназначенного для решения задач о напряженно-деформированном состоянии тел вращения при неосесимметричном на-гружении;
Методика индивидуальной оценки механического состояния заряда твердого топлива прочноскрепленного с корпусом при его хранении и эксплуатации.
Практическая ценность работы.
Разработанные комплексный расчетный метод и алгоритмы для решения практических задач прочности и деформативности позволяют проводить с помощью созданного на их базе программно-методического обеспечения прогноз сложного нестационарного термонапряженного и деформированного состояния элементов конструкции РД и ЭУ, а при многократном нагружении оценить развитие пластических деформаций в материале.
Реализация работы.
Разработанное программно-методическое обеспечение внедрено в Центре Келдыша, в ОАО НПО "Искра" (г. Пермь), использовалось при отработке элементов двигательных установок ОАО НПО «Энергомаш» и КБХМ. Комплекс программ принят в отраслевой фонд алгоритмов и программ ( ОФАП ). Материалы диссертации использованы в «Руководстве для конструкторов по применению углерод - углеродных материалов в соплах» и в эскизном проекте Солнечной энергетической двигательной установки ( СЭДУ ).
Апробация работы.
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на межведомственных семинарах НИИ тепловых процессов ( в Центре Келдыша ) в 1982, 1983, 1984 гг., на научно - практической конференции в Италии в 1999, 2000 гг., на научно - техническом семинаре в рамках проекта "Волга" в 2003г, на 3-м межотраслевом семинаре "Прочность и надежность нефтегазового оборудования" в 2003г.
Публикации.
Результаты работы опубликованы в 62 научно - технических отчетах и технических справках, в том числе в 4 статьях, в "Руководстве для конструкторов по применению углерод - углеродных материалов в соплах" и в эскизном проекте СЭДУ.
Объем работы.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов, списка используемых источников.
Математические модели нелинейного поведения материалов при расчетах ТНДС конструкций
При определении ТНДС и НДС необходимо учитывать конструктивные особенности и особенности работы узлов и деталей РД и ЭУ: - высокий уровень меняющихся по времени нагрузок ( температура, давление, градиенты температур, приводящие к тепловому удару ); - широкий спектр применяемых материалов - стали, титановые и никелевые сплавы и пр., углерод-углеродные композиционные материалы (УУКМ), эрозионностойкие ( ВНДС-1, ВГФ ), теплозащитные, теплоаккумулирующие ( графиты ), детали, получаемые непрерывной намоткой ортотропной ленты, низкомодульные и слабо сжимаемые резины и наполненные полимеры; - зависимость физико-механических характеристик (ФМХ) от температуры; - работа материала конструкции при тепловом ударе, т.е. при неизотерми «г,- ческом нагружении, в пластической области деформирования, меняющемся по времени работы; - нелинейные характеристики резин и наполненных полимеров, проявляющиеся в зависимости ФМХ от скорости нагружения, гидростатического давления и от уровня достигнутого деформированного состояния; - анизотропия ФМХ материалов ( УУКМ, графита, теплозащиты ); произвольное направление главных осей ФМХ в конструкции; - наличие между деталями зазоров, которые при прогреве изменяют контактное взаимодействие между деталями. Для определения ТНДС и НДС элементов конструкций с учетом перечисленных особенностей широко используются численные методы, среди которых наиболее развит в настоящее время метод конечных элементов (МКЭ), способный учесть практически все перечисленные особенности работы реальной конструкции [ 1 ]. Особую сложность представляет решение физически-нелинейных задач теории пластичности при неизотермическом напружений конструкции.
Теоретические и методические положения, лежащие в основе решения задачи термонапряженного состояния с учетом нелинейных свойств материалов, ползучести изложены во многих публикациях, например [ 2 - 4 ]. Известны также и отечественные программные реализации [ 5 - 7 ], в каждой из которых предпочтение, главным образом, отдается какой-нибудь одной теоретической модели поведения материала при термосиловом нагружении, а численное решение проводится в основном МКЭ в сочетании с методом переменных параметров упругости, методом начальных напряжений или модифицированным методом Ньютона-Рафсона{ метод Ньютона-Канторовича ).
Физическое представление метода поэтапного нагружения сродни физическим явлениям, происходящим в конструкции при ее реальном нагружении внешними силовыми факторами. В квазистатической постановке в каждый момент нагружения для заданного температурного поля, которое является как параметром, влияющим на механические характеристики материалов, так и нагрузкой, в любой точке конструкции выполняются условия равновесия между внутренними силовыми факторами и внешними нагрузками. Реакция конструкции на приращение нагрузки за некоторый промежуток времени выражается в приращении перемещений, вызывающих приращение деформаций и напряжений в соответствии с физико-механическими характеристиками, реализующимися в материале на данный момент времени для данной температуры и зависящими от достигнутого уровня напряжений и деформаций. В методе поэтапного нагружения фактор времени заменяется номером этапа нагружения, которому соответствует заданное значение внешней нагрузки. На каждом этапе решается линейная или нелинейная задача в приращениях перемещений, деформаций и напряжений, но удовлетворяются уравнения равновесия и соответствующие граничные условия полных значений компонент напряжений. Это условие является основным отличием метода поэтапного нагружения от известных методов последовательного или пошагового нагружения, в которых удовлетворяются уравнения равновесия и граничные условия для приращений напряжений при действии приращения нагрузки.
При однозначной связи полных компонент напряжений сту х с полными компонентами деформаций є? 1, например в теории малых упругопластиче ских деформаций или в соотношениях нелинейно-упругого тела, корректировка напряжения не требует соответствующего исправления деформаций, и система уравнений ( 3 ) соответствует уравнениям метода Ньютона-Рафсона, а для теории трансляционного или для теории изотропного упрочнения исправления необходимы, т.к. существует однозначная связь полных компонент соотношения полных деформаций с перемещениями должны быть сохранены.
Из соотношения ( 4 ) следует, что при корректировке у" 1 расчет полных деформаций проведен при завышенных на \Єу" начальных деформациях, которые надо исключить, поэтому в системе уравнений (3) следует задать вектор начальных деформаций є" = є" - АЄ,П, составляющие которого определяются Через Єу 1 И АЄу".
Таким образом, изложенная методика является модификацией метода Ньютона-Рафсона и объединяет известные методы переменных параметров упругости, начальных напряжений и начальных деформаций.
Для изотропных конструкционных жаропрочных сталей и сплавов первоначально была принята и реализована модель, описываемая соотношениями теории течения или теории изотропного упрочнения, которая в дальнейшем была доработана с целью учета при пластическом деформировании анизотропии свойств материалов ( эффект Баушингера ) при разгрузке и последующем повторном нагружении. Таким образом, в методике и программе была реализована модель пластического деформирования, соответствующая соотношениям одного из вариантов теории изотропного и трансляционного упрочнения.
Исследования термонапряженного состояния разрядной камеры Т-160Е с учетом результатов "утяжеленных" испытаний
При работе двигателей регулярно обнаруживались трещины в керамической разрядной камере двигателя Т-160Е.
Для выяснения причин появления трещин в керамической камере при работе электрических двигателей, для анализа картины разрушения и выработки конструктивных мероприятий было проведено экспериментальное автономное термонагружение разрядной камеры, которая подвергалась всестороннему равномерному прогреву, реализующемуся при функционировании двигателя. В испытаниях при повторном нагреве до 500С была обнаружена сплошная кольцевая трещина в керамической камере на расстоянии -19-г 20мм от её днища, в месте, совпадающем с третьей по счету выточкой (рис. 12).
В процессе отработки работоспособности разрядной камеры была предложена расчетная схема торообразной толстостенной конструкции камеры (рис. 12), которая легла в основу расчета ее термонапряженного состояния по разработанной методике. Расчетная схема включает керамическую камеру (из BN/Si02+Zr02) с 3-мя выточками радиусом 1мм, металлическую обойму с фланцем крепления к анодному блоку, клеевое соединение, соединяющее внешнюю поверхность камеры ( длинной 25 мм по образующей ) с обоймой из нержавеющей стали.
Особенность расчетов ТНДС конструкции, склеенной из разнородных по ФМХ материалов, заключалась в том, что были известны только зависимости от Т предельных характеристик клея ( предельные касательные напряжения [г] ) и коэффициентов линейного расширения ортотропной керамики (а , и а±, табл. 2), которые в -20 раз ниже коэффициентов линейного расширения материала обоймы, жесткостные характеристики керамики ( Е,, и Ex.) были определены на образцах только при Т = 20С, а ее предельные характеристики, зависящие от размеров заготовки и технологии изготовления, - не известны.
При полном отсутствии информации о прочностных характеристиках керамики BN/Si02+ZrC 2 в зависимости от температуры невозможно провести оценку прочности конструкции и выдать рекомендации, обеспечивающие её работоспособность. Поэтому было предложено провести расчеты ТНДС конструкции, которая подверглась испытаниям термонагружением, закончившихся разрушением ( "утяжеленные" испытания ).
Методика исследования ТНДС с учетом результатов "утяжеленных" испытаний для выработки рекомендаций по обеспечению прочности при работе разрядной камеры заключалась в определении минимальных напряжений по Г в местах концентрации напряжений, на поверхностях которых не было обнаружено трещин в этих "утяжеленных" испытаниях.
Расчеты ТНДС ( деформированное состояние - на рис. 13 ) подтвердили, что максимальные напряжения реализуются в 3-й проточке и направлены вдоль оси X { рис. 12 ) и увеличиваются до ах = 12,8кг/мм по мере нагрева конструкции до Г = 500С. В утяжеленном испытании, закончившемся разрушением, за минимальные напряжения в керамике по Т были приняты их расчетные значения в местах концентрации напряжений, на поверхности которых не было обнаружено трещин, а именно галтель радиуса R4 ( рис. 12 ).
Появление трещины в районе выточки может привести к перераспределению напряжений по всей конструкции, поэтому были проведены дополнительные расчеты ТНДС конструкции с моделированием возможных схем разрушения: - введение в расчетную область трещины до выточки в керамике; - полное отделение отломившейся по трещине части разрядной камеры.
Осредненные значения максимальных напряжений в галтеле R4, на поверхности которой в эксперименте не было обнаружено разрушения, могут считаться нижним уровнем предельных напряжений материала керамики в зависимости от температуры прогрева ( табл. 4 ).
Из полученных результатов можно сделать вывод, что, если в конструкции разрядной камеры максимальные расчетные напряжения не превышают при заданных температурах значения, приведенные в табл. 4, то конструкция остается без трещин и будет работоспособна.
Расчетные оценки разработанных конструктивных рекомендаций (уменьшение кольцевых проточек, циклически симметричные неполные разрезы длинной 35мм в меридиональном направлении от левого края обоймы из титанового сплава вместо нержавеющей стали) показали не превышение минимальных значений напряжений в керамике при различных температурных полях и схемах работы склеенных элементов конструкции, что подтвердила дальнейшая отработка изделия. 2.3. Исследования термонапряженного состояния элементов конструкций с возможным их контактным взаимодействием
При решении задачи ТНДС необходимо учитывать особенности совместного деформирования элементов конструкций с контактным или возможным контактным взаимодействием деталей, когда не выполняются частично или полностью условия совместности деформаций. К таким элементам конструкции относятся болтовые или шпилечные соединения, подвижные соединения с малыми зазорами по границам деталей, которые к тому же имеют существенно различные ФМХ ( металл, УУКМ ).
Исследование теплового состояния и ТНДС с контактным или возможным контактным взаимодействием деталей демонстрируется на примере одного из вариантов узла стыка насадка радиационного охлаждения с охлаждаемой частью сопла ЖРД.
При решении задачи теплового состояния конструкции в местах подвижного соединения деталей в расчетную область введены зазоры, а в местах механического соединения - материал с 15% теплопроводностью контактирующих материалов ( фрагмент рис. 15). Граничными условиями ( ГУ ) при решении задачи теплового состояния являются условия конвективного теплообмена с продуктами сгорания, переменные по длине сопла, и отвод тепла за счет теплового излучения внешней поверхности, а с внутренней поверхности - с учетом функции р(х), так же переменной по длине и учитывающей излучение через срез сопла [ 16 ]. В тракте охлаждения задавались дополнительные ГУ - условия конвективного теплообмена на ребре ( в плоскости расчетной области, материал № 2 ), со стороны внутренней оболочки и рубашки охлаждения с температурой охладителя 300К.
При решении задачи ТНДС конструкции для физически правильного описания контактного взаимодействия деталей с существенно различными ФМХ материалов ( сталь, титановый сплав, УУКМ ), по границам деталей, имеющих подвижное соединение и, соответственно, малые зазоры, в расчетной области введены контактные конечные элементы, описанные выше. В осесимметричной расчетной области ( рис. 15 ) материалы № 2 ( зеленый ) и № 4 ( коричневый ) моделируют по объему соответственно ребра тракта охлаждения и скобы крепления насадка, в конечных элементах с этими материалами задаются условия плоско-напряженного состояния (ав = 0).
Для выбора временных сечений температурного поля, задаваемого в расчетах ТНДС конструкции, работающей 660с, нестационарное тепловое состояние анализировалось по времени работы и после выключения двигате 39 ля. Анализ проводился в т.т.-410, расположение которых представлено на фрагменте рис. 15, а изменение температур по времени графически - на рис. 16. На тех же графиках приведено изменение максимальной температуры ( max ) на поверхности насадка, а кружочками обозначены моменты времени, в которых поля температур задавались для расчета ТНДС конструкции. На рис. 17 представлено распределение температур в конструкции охлаждаемой части сопла при работе и после выключения двигателя.
Определение оптимального месторасположения замка манжетного раскрепления изделия "06
В основе методики и алгоритма разработанной программы лежит полуаналитический метод конечных элементов, предназначенный для решения задач о НДС тел вращения при неосесимметричном нагружении. Этот метод подробно описан в [ 1 ]. Алгоритм решения построен на использовании в составлении ансамбля четырехугольных и треугольных конечных элементов с функциями формы 2-го порядка с одним членом ряда разложения по углу в тангенциальном направлении.
Обзор существующих методов расчета динамического состояния роторов, результаты расчетов составных многоопорных роторов и их составляющих подробно изложены в работе [ 21 ]. По результатам обзора сделан основной вывод, что подавляющее большинство методик и программ по расчету динамики ротора используют в математической модели для описания валов балочную схему с ограниченным количеством опор и существенными методическими упрощениями узлов связи, зазоров и пр. Балочная схема требует предварительных расчетов по длине ротора распределения масс, распределения жесткостных свойств, распределения приведенных с учетом гироскопических эффектов моментов инерции при поворотах масс.
Поскольку задача прецессии ротора при определении его критических частот вращения сводится к решению задачи изгибных колебаний конструкции в одной плоскости ( в плоскости ее меридионального сечения ), разработанная методика и программа позволяет определять критические частоты вращения изгибной прецессии роторов осесимметричной конструкции с про извольным количеством и расположением осевых и радиальных опор, взаимодействующих с не вращающимися элементами конструкции корпуса.
Влияние угловой скорости вращения учитывается корректировкой членов матрицы масс кольцевых конечных элементов, дискретизирующих в расчетной области вращающиеся детали, умножением на величину перемещениям по оси конструкции X, что соответствует увеличению жесткости кольца пропорционального отношению полярного и экваториального моментов. Здесь со -угловая скорость прямой прецессии; сор - угловая скорость вращения ротора. При определении критических частот вращения ротора обе скорости равны между собой.
Конечно-элементная расчетная схема ротора включает два ротора, соединенных рессорой для передачи крутящего момента, турбину, крыльчатки насосов горючего и окислителя, импеллеры, подшипники. Первый из под 63 шипников крепиться корпусу через упруго-демпферное кольцо. В расчетной схеме учтены так же конструктивные зазоры между сборочными единицами.
Материалы в конечных элементах, моделирующих тела качения подшипников, задавались с характеристиками, определяющимися жесткостью или податливостью подшипников, т.е. модуль упругости в радиальном направлении — Е — Сп-/и(1+Д/11вн)/(я:-Н), где Сп, Д, Н, RBH - соответственно радиальная жесткость подшипника, толщина, ширина и внутренний радиус области, моделирующей тело качения.
Конструктивные особенности шлицевых соединений рессор, служащих для передачи крутящего момента, при анализе поперечных колебаний всей конструкции ротора так же моделировались конечными элементами с особыми механическими свойствами. Точками на фрагменте расчетной схемы (рис. 33) отмечены конечные элементы, имитирующие контакт в радиальном направлении по шпицевому соединению, остальные конечные элементы, принадлежащие шлицевому соединению, наделены массовыми, но имеют практически нулевые жесткостные характеристики, т.е. не мешают взаимному смещению деталей.
Поиск критических чисел оборотов вращения ( NKP ) ротора проводился в диапазоне чисел оборотов 1,2 - 100т.об/мин.
Численный анализ критических оборотов вращения проводился для 2-х значений радиальной жесткости однорядных шарикоподшипников. Поскольку Сп является нелинейной функцией радиальной нагрузки ( R ), по соотношениям справочника [ 23 ] были рассчитаны максимально допустимые динамические нагрузки ( R-д ) на подшипники и радиальные жесткости:
В существующих методиках именно зона 2 анализируется при оценке механического состояния наполнителя по условиям фактической эксплуатации сравнением обратной величины фактической накопленной поврежден-ности с расчетным коэффициентом запаса прочности г\, но при этом выпадают из анализа наиболее опасные при работе двигателя зоны 1 и 3. В этих зонах по результатам индивидуального расчета на прочность с учетом нормативных коэффициентов безопасности назначаются требования ТУ на величину соответственно сг и є каждого конкретного изготавливаемого наполнителя.
Согласно экспериментальным данным длительная прочность определяется для ряда дискретных значений температур в виде г = Сив , где г -время нагружения наполненного полимера до разрушения при действии напряжения а, а Сі,- и п, - константы для заданной температуры Г„ но в общем случае - функции температуры Ci = C-exp{E/[R(T+273)]}.
Расчет коэффициента предварительного нагружения Кпр производится, исходя из следующих предположений: 1) Кпр - определяет во сколько раз уменьшилось истинное напряжение тис наполненного полимера на данный момент времени в результате действия без разрушения до этого момента напряжения cr(t) crm; 2) Разрушение наполнителя наступает при достижении накопленной поврежденное значения ж - 1.0. Предположим, что наполненный полимер нагружен по временной диаграмме, представленной на рис. 36а), и что в момент времени /+Л происходит разрушение.
2Исследование термонапряженного состояния критического сечения изделия "06"
При отработке конструкции вкладыша критического сечения сопла изделия "06" существенной проблемой явилась стойкость облицовки ( рис. 43 ) из вольфрамоникелевого деформированного сплава ВНДС-1. Главной функцией облицовки ( 1 ) является сохранение во время работы ДУ значения внутреннего диаметра критического сечения сопла, обеспечивая его защиту от уносов теплозащитного покрытия при воздействии продуктов сгорания.
К числу основных особенностей конструкции РДТТ с корпусом из композиционных материалов относится наличие узлов раскрепления ТЗП в виде компенсатора ( на периферии металлических закладных фланцев ), предназначенного для восприятия больших относительных локальных смещений металлического фланца и днищ корпуса. Здесь реализуются наиболее напряженные условия работы ТЗП. В других областях внутренней поверхности корпуса деформации ТЗП не превышают 5%, и проблема работоспособности в части сохранения его целостности не возникает. В обзоре литературы по этой актуальной теме показана сложность построения физической и математической моделей, описывающих взаимозави-сящие тепловое и механическое поведение ТЗП.
Результаты расчетов сравнивались с экспериментальными данными по деформированному состоянию ТЗП в районе компенсатора изделия "289". Расчетная область компенсатора у вершины пера закладного элемента заднего дна в виде сетки конечных элементов изображена на рис. 45. Расчетная область включает двухслойную теплозащиту, которая вдоль наружной поверхности EFGH граничит с корпусом, а вдоль поверхности ABCDE - с закладным элементом двигателя. Граница между резиной Р-205М и мягким подслоем из резины РД-18 отмечена на рис. 45 штрихпунктирной линей.
В расчетную область включены однослойные полосы контактных конечных элементов вдоль поверхностей ВС, DE, FG из контактного орто 85 тройного материала, имитирующего раскрепление ТЗП с закладным элементом и корпусом двигателя ( подраздел 2.3 ).
В качестве граничных условий задавались как осевые ( /х ) и радиальные ( UT) перемещения, так и поверхностные силы ( давление ): - на внутренней поверхности ТЗП внутрикамерное давление рк =85ати; - на поверхности EF - контактное давление р3= 3 рк; - на остальных поверхностях давление равно нулю; - на поверхностях ABC, DE и торцевой поверхности (от т. А к внутренней) нулевые перемещения С/х, UT; - на поверхностях FGH и торцевой ( от т.Н к внутренней ) Ur соответствуют средним значениям, замеренным при технологических испытаниях корпусов, a Ux рассчитывались из условия обеспечения меридионального смещения С/о = 24мм относительно закладного элемента.
Виброперегрузки привели к полному разрушению двух из трех приливов под шпилечное соединение камеры и анода с выходом трещин на внутреннюю цилиндрическую стенку камеры и к ее последующему долому. Следует так же отметить наличие не замкнутых по окружности трещин на радиусе R2 внутренней поверхности наружной цилиндрической стенки камеры в районе указанных выше приливов.
Поскольку радиус R1 перехода приливов к основанию камеры является концентратором напряжений, было сделано предположение, что началом разрушения является именно это место конструкции при динамическом взаимодействии камеры с анодом.
Статические напряжения, которые могут возникнуть при сборке разрядной камеры с анодом из-за перекосов плоскостей головок шпилек, привариваемых к чашке анода, при нерегламентированной затяжке гаек, определялись по той же трехмерной расчетной схеме, что и собственные частоты анода.
Расчеты проводились в предположении, что плоскости головок 2-х из трех шпилек имеют плотный контакт с основанием разрядной камеры, а плоскость головки 3-й шпильки имеет зазор. В месте предполагаемого зазора задавалась сосредоточенная сила 10кг, что соответствует нагрузкам, действующим на каждый из затянутых болтов - силе 5кг и изгибающему моменту 100,5кг-мм. При этих условиях нагружения получено, что зазор сходится на 0,0208мм.
Уточнение НДС разрядной камеры при сборочных операциях для указанных выше нагрузок осуществлялось по расчетной области, изображенной на рис. 48. В результате расчетов получены значения главных напряжений на R1, которые равны сг,= 0,150 и сг, =0,157кг/мм при действии соответственно силы и момента. Таким образом при зазоре 0,0208мм главные статические напряжения могут достичь значения х,= 0,31 кг/мм , а так как задача решалась в линейной постановке эти напряжения могут быть пересчитаны для зазора любой величины.
