Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Актуальность проблемы. существующие методики оценки последствий обрыва лопаток авиационного ГТД 11
1.1. Актуальность проблемы 11
1.2. Методика ЦИАМ 15
1.3. «Запорожская» методика 24
1.4. Обобщение методик 38
1.5. Выводы по главе 40
Глава 2. Основные уравнения и методы решения задачи 41
2.1. Основной метод решения 41
2.2. Свойства металлических материалов 64
2.3. Свойства композиционных материалов 73
2.4. Выводы по главе 78
Глава 3. Расчетные схемы для оценки последствий обрыва лопаток. экспериментальное подтверждение их работоспособности 80
3.1. Расчетная схема задачи удержания лопатки металлическим корпусом. 83
3.2. Моделирование обрыва надполочной части лопатки вентилятора двигателя ПС-90А 103
3.3. Моделирование пробивания металлических корпусов 124
3.4. Выводы по главе 143
Глава 4. Оценка последствий обрыва лопатки вентилятора двигателя ПС-90А2 144
4.1. Расчет прочности корпуса при ударе лопатки вентилятора 146
4.2. Оценка повреждения соседних лопаток оборвавшейся лопаткой вентилятора двигателя ПС-90А2 164
4.3. Оценка прочности корпуса СА двигателя ПС-90А2 при ударе лопатки вентилятора 170
4.4. Выводы по главе 173
Заключение 174
Список литературы 178
- «Запорожская» методика
- Свойства композиционных материалов
- Моделирование обрыва надполочной части лопатки вентилятора двигателя ПС-90А
- Оценка повреждения соседних лопаток оборвавшейся лопаткой вентилятора двигателя ПС-90А2
Введение к работе
Актуальность темы диссертации.
Повышение требований к надежности авиационной техники обуславливает необходимость разработки методик оценки последствий разрушения лопаток авиационных двигателей. Самые тяжелые последствия имеет обрыв лопатки вентилятора. Как при планировании сертификационных испытаний с обрывом лопатки вентилятора, так и при проектировании новых защитных устройств корпусов вентилятора возникает необходимость решения большого спектра задач, включающих расчет прочности корпуса в плоскости вращения лопаток, расчет траектории полета лопатки и положения «второй фазы» удара, расчет прочности присоединенных к корпусу вентилятора корпусов, расчет повреждения соседних лопаток (а следовательно и величины возникающего дисбаланса) и т.д. Обусловлено это тем, что обрыв лопатки вентилятора может препятствовать безаварийной посадке самолета, а ввиду сверхвысокой стоимости испытаний с обрывом лопатки вентилятора они должны носить преимущественно подтверждающий характер.
В настоящее время разработаны и опубликованы в отечественной литературе несколько относительно простых методик расчета непробиваемости
корпусов частями разрушившегося ротора. Это работы исследователей ЦИАМ им П.И. Баранова Антыпко Л.В., Суржина B.C., Рычкова А.Б. и исследователя из г. Запорожье Жукова В.Б. Данные методики требуют наименьшее количество исходных данных, расчет по ним не занимает много времени, и в то же время они отражают основные энергетические соотношения соударяющихся тел. Поэтому такие методики как нельзя лучше подходят для обобщения опыта эксплуатации ГТД с точки зрения удержания фрагментов роторов его корпусами. Однако, в силу своей относительной простоты, данные методики дают лишь коэффициент запаса прочности корпуса в плоскости вращения лопаток и с успехом могут быть использованы лишь тогда, когда имеется опыт прототипа, то есть удачные испытания корпуса с близкими к рассчитываемому параметрами. В случае, когда такого опыта не существует, а также когда требуется выполнить топологическую оптимизацию корпуса или получить информацию для сертификационных испытаний двигателя с обрывом лопатки вентилятора, потребуется применение более сложных методик, отражающих протекание процесса соударения тел и дающих их нестационарное напряженно-деформированное состояние во время этого процесса.
В зарубежной литературе встречаются публикации по решению подобных вопросов численными методами (методом конечных элементов). Это, например, работы Kelly S. Carney, Charles Lawrence, Dorothy V. Carney из NASA Glenn Research Center или Astrid Kraus и Jorg Frischbier из MTU Aero Engines GmbH (Германия). Однако в данных работах не дана оценка важных параметров, влияющих на протекание процесса удара лопатки. Так, например, при видимой грубости сетки нигде нет оценки истинности вычисляемых напряжений и деформаций. Нет оценки точности расчета траектории полета лопатки и повреждения соседних лопаток. Нет оценки влияния разрушения оборвавшейся лопатки на степень повреждения корпуса. К тому же, в самих данных работах говорится о том, что подобные расчетные схемы очень сложны, требуют тща-
тельной настройки и пригодны к использованию только на конкретном двигателе либо на классе двигателей.
Из вышесказанного следует, что актуальным остается разработка методики расчета процесса удара лопатки в корпус, отражающей реальное поведение соударяющихся тел, а также составление расчетных схем и создание моделей конкретного двигателя, отладка и тестирование их. Все это говорит об актуальности выбранной тематики исследований.
Цель диссертационной работы
Повышение надежности авиационных газотурбинных двигателей путем разработки и внедрения методик оценки последствий обрыва лопаток авиационных двигателей (преимущественно с использованием МКЭ).
Научная новизна работы заключается в следующем:
Выполнен анализ применимости существующих методик расчета непробиваемости корпусов авиационных ГТД в случае обрыва лопаток. Оценены границы применимости данных методик.
Разработана методика расчета непробиваемости корпусов авиационных ГТД методом конечных элементов. Методика позволяет рассчитать прочность корпуса вентилятора в плоскости вращения лопаток, а также траекторию полета лопатки, положение «второй фазы» удара и степень повреждения корпуса вентилятора и присоединенных корпусов на второй фазе удара. Методика не является эмпирической. Результатами расчета является нестационарное напряженно - деформированное состояние корпуса и присоединенных корпусов, следовательно методика дает материал для топологической оптимизации корпуса.
С помощью разработанной методики оценены эффекты, влияющие на траекторию полета лопатки и степень повреждения корпуса. С
учетом этих исследований разработана модель удара лопатки в корпус, все допущения которой идут в запас прочности при проектировании корпуса. Получена новая информация о протекании процесса удара лопатки, помогающая исследователю лучше понять этот сложный физический процесс. - Созданы конечноэлементные модели удара лопатки вентилятора в корпус для двигателя ПС-90А2. С помощью данных моделей рассчитана прочность корпуса на первой и второй фазах удара лопатки, а также повреждение соседних лопаток и прочность присоединенных корпусов. Выданы рекомендации по улучшению конструкции корпуса. Сформулированы пути улучшения точности работы расчетных схем.
Практическая ценность.
Разработанные в ходе выполнения диссертационной работы, алгоритмы, методики, расчетные схемы и программное обеспечение представляют практический интерес, так как позволяют:
с помощью интерфейса быстро оценить непробиваемость корпуса в плоскости вращения лопаток с применением классических методик;
рассчитать траекторию полета оборвавшейся лопатки и прочность корпуса и присоединенных корпусов на первой и второй фазах удара лопатки;
серией расчетов выполнить топологическую оптимизацию корпуса вентилятора и присоединенных корпусов при ударе лопатки;
оценить прочность соседних с обрываемой лопаток при обрыве лопатки
- выдать рекомендации по типу, быстродействию, разрешению и местам размещения регистрирующей аппаратуры при планировании испытаний с обрывом лопатки вентилятора.
Внедрение.
Предлагаемые алгоритмы использовались при проектировании корпуса вентилятора двигателя ПС-90А2. С их помощью оптимизировалась его схема армирования. Оценена прочность корпуса вентилятора в плоскости вращения лопаток, траектория полета лопатки, прочность присоединенных корпусов на первой и второй фазах удара лопатки. Выданы рекомендации на уточнение конструкторской документации на корпуса. Оценена степень повреждения соседних лопаток. Оценены перегрузки, действующие на оборудование, крепящееся к корпусу вентилятора. Определено требуемое быстродействие и разрешение визуально регистрирующей аппаратуры, а также места ее размещения.
Апробация работы. Результаты работы докладывались и обсуждались:
На Всероссийской научно-технической конференции «Аэрокосмическая техника и высокие технологии - 2002». Пермь, 2002.
В ходе научно-технических командировок в ЦИАМ им П.И. Баранова. Москва, 2002, 2003, 2004.
На Всероссийской научно-технической конференции «Аэрокосмическая техника и высокие технологии - 2004». Пермь, 2004.
На Второй международной научно-технической конференции «Проблемы прочности в газотурбостроении» (в виде стендового доклада). Киев, Украина, 2004.
На защиту автором выносятся:
Границы применимости классических методик расчета непробиваемости корпусов авиационных ГТД.
Разработанные методики расчета траектории полета лопатки и степени повреждения корпуса вентилятора и присоединенных корпусов авиационных ГТД.
Выявленные с помощью этих методик факторы, имеющие первостепенное влияние на траекторию полета лопатки и степень повреждения корпусов.
Построенные модели и полученные результаты расчетов последствий обрыва лопатки вентилятора двигателя ПС-90А2.
Публикации. Материалы диссертации опубликованы в 4 печатных работах.
Структура и объем диссертации. Диссертационная работа изложена на 185 страницах машинописного текста, иллюстрируется 114 рисунками, 12 таблицами и состоит из введения, четырех глав, заключения и списка литературы из 67 наименований.
«Запорожская» методика
На фоне этого успешное применение рекомендованных эмпирических коэффициентов для материала, поведение которого при больших скоростях деформирования мы не знаем, наводит на мысль о том, что в методику изначально заложен большой запас прочности.
Это приводит к тому, что масса корпуса будет завышена необоснованно.
Еще более интересные эффекты возникают, когда данную методику с рекомендованными эмпирическими коэффициентами пытаются применить для расчета коэффициента запаса прочности корпуса в случае обрыва лопаток.
Лопатка, в отличие от диска, в начальный момент времени после обрыва летит не в радиальном направлении, а по касательной к корпусу. Если лопатка длинная и относительно тонкая (как лопатки компрессора), то она может передать всю свою кинетическую энергию корпусу лишь через некоторое время, если ей не мешают другие части ротора. Однако, как показывают расчетные исследования автора диссертации, остальные лопатки ротора существенно влияют на траекторию полета лопатки и перераспределяют ее энергию [6]. Аналогичные результаты получены иностранными исследователями [8].
В процессе соударения с корпусом лопатка деформируется и разрушается. Некоторая часть кинетической энергии уходит на эти процессы. При деформировании размер площадки соударения существенно меняется. Это в отличие от дисков, фрагменты которых деформируются меньше, и, в силу их геометрии, размер площадки соударения которых существенно не меняется. Эмпирические коэффициенты, рекомендованные в Нормах прочности 151, определены по испытаниям на разрушение дисков. Поэтому применение вышеприведенной методики в случае обрыва лопаток должно давать необоснованный запас прочности, который приведет к необоснованному увеличению массы корпуса. Причем, этот запас прочности тем больше, чем деформативнее (длиннее и тоньше) лопатка.
Данные предположения иллюстрируются проведенными автором расчетами сертификационных испытаний двигателя ПС-90А в рамках исследований для выполнения работы [7].
Анализ показал, что лопатки турбины локализуются при коэффициенте запаса по непробиваемости КЕ 0,4 (рис. 1.6). В случае экспериментов с лопатками компрессора они локализовались в корпусах при КЕ 0,19 без существенного повреждения корпуса (рис. 1.7). Из вышесказанного можно сделать следующие выводы.
Приведенная методика раскрывает основные энергетические соотношения ударяющего фрагмента и корпуса. Она требует наименьшго количества расчетных данных, дает самую простую формулу расчета коэффициента запаса по непробиваемости корпуса при обрыве фрагмента ротора. Данная методика дает также в явном виде формулу и для расчета толщины корпуса, способной локализовать оборвавшийся фрагмент ротора.
Но, как всякая простая методика, данная методика не может описать в полной мере реальный физический процесс. В этом случае она может быть использована как критерий подобия, способный связать ранее проведенные испытания с ожидаемым поведением новой конструкции. И, как всякий доста точно простой критерий подобия, она может удовлетворительно работать только при незначительном отличии модели от оригинала.
Методика является эмпирической. Она хорошо работает при наличии эмпирических коэффициентов для данного материала, определенных по испытаниям с фрагментами определенной формы и жесткости.
Применение эмпирических коэффициентов, определенных по испытаниям с разрывающимися дисками, для расчета в случае обрыва лопаток может привести к необоснованному увеличению запаса прочности. Применение эмпирических коэффициентов, определенных по испытаниям с обрывами лопаток, для расчета в случае разрыва диска не пойдет в запас прочности и таким образом поступать нельзя.
Из вышесказанного можно сделать выводы, что методика приемлема для относительных расчетов с использованием опыта прототипов. При абсолютном расчете возможно придется необоснованно увеличить массу корпуса (защитного устройства). Это останется приемлемым, например, для двигателей наземного применения (где критерий минимума веса не стоит так остро) и в случае обрыва дисков (где защита в любом случае останется довольно массивной). В общем ясно, что при создании своей методики Антыпко Л.В. ориентировалась в основном на удержание дисков и полностью достигла своей цели -все предположения ее методики идут в запас прочности. Просто в случае расчета при обрыве лопаток без опыта прототипа этот запас может оказаться чрезмерно большим и приведет к необоснованному увеличению массы корпусов и соответственно снижению конкурентоспособности двигателя.
Методика B.C. Суржина может быть применена для расчета защиты наземных двигателей, где увеличение веса не имеет критического значения и такой приближенный расчет может быть допустим.
Свойства композиционных материалов
Энергетические теории объясняют этот эффект таким образом. При пластической деформации металлов энергия, передаваемая извне в виде работы, превращается в тепловую энергию через потенциальную, т.е. работа внешних сил переходит в потенциальную энергию, а избыток последней сверх допустимой величины ведет к увеличению степени пластической деформации и рассеивается [45]. Скорость рассеивания избытка потенциальной энергии зависит от деформируемого металла, степени и температуры деформирования.
Если при прочих равных условиях повысить скорость деформирования, то за счет неизменной скорости рассеяния уровень потенциальной энергии в металле увеличится. Модуль упругости металлов остается практически постоянным до очень высоких скоростей деформирования. Поэтому рост такой энергии вызывает повышение сопротивления металлов деформированию [45] (рисунок 2.16).
С энергетической точки зрения теории, объясняющие поведение металлов при скоростном деформировании, сводятся к тому, что увеличение скорости деформирования при отсутствии таких явлений, как деформационное старение, фазовые превращения и т. п. вызывает повышение в металлах плотности явной потенциальной энергии, а вследствие этого - рост их сопротивления деформированию [45].
Обобщение экспериментальных работ показывает, что напряжения и пределы прочности у большинства металлов увеличиваются с увеличением скорости деформирования. При комнатной температуре в диапазоне скоростей прямолинейная зависимость в хорошо удовлетворяет данным (2.81) деформирования є = 10_4..102 с"1 полулогарифмических координатах экспериментов [43-44]:
Однако при высоких температурах кривые в этих координатах уже не представляются прямыми линиями, и более где аиоо соответственно напряжения при скоростях деформирования є и s0 [44].
Вместе с тем, для некоторых сталей и сплавов алюминия наблюдался эффект снижения сопротивления деформированию с ростом скорости деформирования, что объяснялось наличием эффекта деформационного старения [44].
Экспериментальные исследования автора работы [46], где испытания о 1 проводились до скоростей деформирования 3,5 10 с" для сталей, алюминиевых, магниевых и титановых сплавов, показали, что уравнение Купера-Саймондса довольно точно описывают изменение динамического предела текучести (рис. 2.17, 2.18).
В некоторых случаях в модели не важен учет прочности структуры из композиционного материала, но важен учет ее жесткости.
При этом с точки зрения сохранения компьютерных ресурсов нецелесообразно использовать теорию слоистых оболочек и моделировать каждый слой структуры с индивидуальным углом намотки отдельной точкой интегрирова ния по толщине оболочки. Целесообразнее использовать обобщенные упругие характеристики пакета.
Вывод соотношений упругости для армированной среды в условиях плоского напряженного состояния осуществляется соответственно методу, изложенному в источнике [32].
Основные физические соотношения для элементарного слоя і в координатной системе, связанной с направлением армирования, могут быть представлены соотношениями обобщенного закона Гука для ортотропного материала:
При этом четыре упругие константы: Е/ - модуль упругости при нагружении в направлении армирования, Е2 - модуль упругости при нагружении в ортогональном направлении, G 1 - модуль сдвига и один из коэффициентов Пуассона, например \\,п являются независимыми и определяются экспериментально. Второй коэффициент Пуассона может быть найден из условия симметрии:
С учетом этого соотношения (2.58) можно разрешить относительно напряжений: Записываются соотношения, связывающие усилия с деформациями в исходной системе координат (а, (3). Предварительно вводится условие совместности деформаций отдельных слоев, предполагая, что при нагружении они деформируются без взаимного проскальзывания, т.е. считая єа, Єр и єар одинаковыми для всех слоев.
Моделирование обрыва надполочной части лопатки вентилятора двигателя ПС-90А
Ради справедливости следует отметить, что при очень большом количестве элементов N решение может расходиться из-за накопления ошибок округления при действиях с матрицами (точечная кривая на рис. 3.11). Но на практике исследователь обычно останавливается на плотности сетки с приемлемым количеством элементов Nnp, серией расчетов с возрастающей плотностью сетки удостоверясь, что последующее решение не отличается от предыдущего на величину приемлемой точности.
В нашем случае из-за предельного использования процессорных и временных ресурсов решать задачу о сходимости сетки пока не представляется возможным.
Поэтому, остается один способ - приводить критерий разрушения к фиксированной плотности сетки. Приведение критерия разрушения к данной плотности пространственной сетки, а также нахождение предельной деформации при высоких скоростях деформирования можно выполнить посредством численного моделирования каких-либо баллистических испытаний с разрушением для этого материала.
В настоящее время существует один легко доступный параметр материала, который интегрально характеризует сопротивление материала высокоскоростному деформированию и определяется из ударных испытаний. Этот параметр - ударная вязкость.
Ударная вязкость - это отношение энергии, разрушающей образец с концентратором, к площади сечения образца под местом удара. Стандартные размеры образца и параметры испытаний на ударную вязкость содержатся в ГОСТе 9454-78 [54] (рис. 3.12). На рис. 3.12 представлены размеры образца, на котором определяется характеристика с названием KCU (ударная вязкость при комнатной температуре на образце с концентратором вида U).
Плотность сетки на образце такая, какую мы на данный момент можем себе позволить при моделировании корпуса: 6 элементов с одной точкой интегрирования по толщине и 3 элемента на радиус скруглення дугой 90; или при моделировании лопатки: 4 элемента с одной точкой интегрирования по толщине и 3 элемента на радиус скруглення дугой 90.
Опора под образцом выполнена оболочечными элементами с абсолютно жестким материалом, закрепленным во всех трех направлениях. Она необходима только для осуществления контакта с образцом.
Материал ударника - неразрушаемый с билинейным изотропным упрочнением при пластичности. По сути, он тоже нужен для моделирования контакта и еще для моделирования кинетической энергии, разрушающей образец.
В начальный момент времени расчета ударник имеет начальную скорость, определенную ГОСТом 9454-78 [54] для определенного значения ударной вязкости. Напряженное состояние образца в момент удара представлено на рис. 3.14.
Контроль энергии, ушедшей на разрушение образца, определяется в расчете также, как и в самих испытаниях - по разнице кинетической энергии ударника до и после разрушения образца рис. 3.15.
Определение критерия прочности по результатам испытаний на ударную вязкость осуществляются по такой схеме. Ударнику задается начальная скорость и масса по ГОСТ 9454-78. Варьируя значением эффективной пластической деформации разрушения в модели материала, в результате выполнения серии расчетов подбирают ее значение, при котором потеря кинетической энергии ударника при прохождении образца равняется значению энергии разрушения образца (определенной через значение ударной вязкости ак).
На рис. 3.16 представлена зависимость эффективной пластической деформации в концентраторе напряжения от метода дискретизации.
Верхняя кривая представляет деформацию в образце с 18 элементами с полным интегрированием по толщине. Элементы хорошо обусловлены.
Нижняя кривая представляет деформацию в образце с 6 элементами с одной точкой интегрирования по толщине. Элементы вдали от концентратора плохо обусловлены вследствие большого отношения их сторон. Этот вариант моделирует плотность сетки на корпусе (рис. 3.6, 3.7)
Из рисунка ясно видно как сильно влияет метод дискретизации на вычисляемые деформации и рисунок в полной мере иллюстрирует идею о том, что критерий разрушения обязательно должен быть привязан к методу дискретизации.
Перед выполнением «явной фазы расчета» - расчета нестационарного процесса явным методом КЭ требуется знание стационарного напряженно -деформированного состояния частей ротора. Решение этой задачи называется инициализацией напряжений. В LS-DYNA существует несколько способов инициализации напряжений, но оптимальным выбран следующий путь. Во-первых, оптимальный метод для инициализации напряжений - это метод КЭ в неявной форме. Во-вторых, задача решается отдельно, в модели присутствуют только лопатки (в которых необходима инициализация напряжений). В третьих, автору диссертации не очень понравилась реализация МКЭ в неявной форме в самом пакете LS-DYNA. Задача нахождения напряженно -деформированного состояния лопаток в поле действия центробежных сил решалась только при включении автоматического выбора шага по нагрузке. Та
Оценка повреждения соседних лопаток оборвавшейся лопаткой вентилятора двигателя ПС-90А2
При испытаниях на ударную вязкость образец проворачивается на опорах и в нем реализуется чистый изгиб (рис. 3.14-3.15). Внизу образца появляются напряжения растяжения, вверху - сжатия, и совсем не возникает напряжений равномерного растяжения, постоянных по толщине образца. Данный факт характеризуется тем, что даже при большом прогибе один элемент по толщине (через который проходит нейтральная линия) не разрушается (один элемент по толщине с одной точкой интегрирования не может учесть напряжения изгиба).
При деформации корпуса (рис. 3.53-3.54) элементы не могут так провернуться, и помимо напряжений изгиба в них возникают напряжения равномерного растяжения. Это доказывает и то, что при прогибе намного меньшем, чем в образце, все элементы поперечного сечения корпуса разрушаются. Происходит это потому, что напряжения растяжения можно учесть с любым количеством элементов по толщине. Поэтому и было сказано, что элементы на корпусе лучше обусловлены и лучше описывают напряженное состояние. При одном и том же значении критерия разрушения это дает корпусу дополнительный запас прочности. А расчет данных вариантов корпусов был проведен для того, чтобы выяснить, не будет ли этот запас чрезмерен.
В данном конкретном случае корпус с толщиной вдвое меньшей, чем рассчитанная по методике ЦИАМ, также гарантированно удерживает лопатку. Уменьшение толщины корпуса в два раза - это довольно много для корпуса вентилятора.
В целом, начало разрушения при коэффициенте запаса КЕ = 0,2 можно считать хорошим результатом и все допущения данного расчета пойдут в запас прочности, но этот запас будет не слишком большим и обоснованным реальными деформативными характеристиками фрагмента и корпуса и реальными параметрами сопротивления материала высокоскоростному деформированию.
Часть убранной из плоскости вращения массы корпуса может пойти на утолщение части корпуса, которая разрушается на второй фазе удара лопатки.
Это перераспределение массы называется топологической оптимизацией корпуса, и исходные данные для нее могут быть получены только с помощью трехмерного нестационарного расчета.
Дальнейшее утонение корпуса не целесообразно, так как при проектировании корпуса вентилятора расчетное получение сквозных трещин на корпусе будет нижней границей толщин, ниже которой опускаться не рекомендуется.
В целом вышеприведенными расчетами показано, что результаты численного моделирования согласуются с результатами расчета по классическим методикам с экспериментально подтвержденными коэффициентами запаса. Все допущения, заложенные в расчетную схему, идут в запас прочности, но этот запас не слишком велик и обоснован.
В вышеприведенном расчете критерий разрушения для лопатки завышен в два раза для лучшего сохранения импульса лопатки.
В иностранных публикациях, описывающих численное моделирование повреждения корпуса турбины оборвавшейся лопаткой, критерий разрушения лопатки вообще отсутствует [57]. Возникает вопрос, пойдет ли это в запас прочности корпуса или нет.
В связи с этим, для дальнейшей верификации расчетной схемы выполнены расчеты с различным критерием разрушения лопатки. В одном из расчетов критерий разрушения лопатки брался реальным для данной плотности сетки лопатки (4 элемента с одной точкой интегрирования по толщине пера и 3 элемента на радиус скруглення дугой 90). В другом критерий разрушения у лопатки вообще отсутствовал. Оба моделирования выполнены для корпуса с коэффициентом запаса КЕ = 0,2.
Результаты моделирования показывают, что при неразрушаемой лопатке степень повреждения корпуса меньше, чем в предыдущем расчете. При отсутствии критерия разрушения у лопатки деформация на корпусе с КЕ - 0,2 не достигает порогового значения и ни один элемент в плоскости вращения не разрушается (рис. 3.55).
Видно также, почему это происходит. При отсутствии разрушения у лопатки ее надполочная часть и полка не обламываются, и вследствие этого размер площадки соударения существенно увеличивается. При этом, естественно, напряжения и деформации в корпусе снижаются.
