Author: Мишин В.П. Карраск В.К.
Tags: авиация и космонавтика летательные аппараты ракетная техника космическая техника междупланетные соединения (междупланетные полеты) космонавтика (аэронавтика) ракеты издательство машиностроение учебник для студентов техническая литература для вузов алгоритмы расчетов
ISBN: 5-217-01004-5
Year: 1991
Text
ДЛЯ ВУЗОВ
основы
КОНСТРУИРОВАНИЯ
РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
КОСМИЧЕСКИХ
АППАРАТОВ
Под редакцией
академика В.П. Мишина
и профессора В.К. Карраска
Допущено Государственным комитетом СССР
по народному образованию
в качестве учебника для студентов
высших технических учебных заведений’
Москва
• Машиностроение»
1991
0
ББК39.62-02я73
0-75
УДК629.76.023.4(0
f
J
Авторы:
Б.В. Грабин, О.И. Давыдов, В.И. Жихарев,
А.А. Золотов, А.А. Иванов, В.К. Сердюк
Рецензенты:
кафедра Московского государственного
технического Университета им. Н.Э. Баумана
и кафедра Ленинградского механического института
Основы конструирования ракет-носителей космических аппа-
0-75ратов: Учебник для студенте» втузов / Б. В. Грабин, О. И. Давы-
дов, В.И. Жихарев и др.; Подред. В.П. Мишина, В.К. Каррас-
ко. - М.: Машиностроение, 1991. - 416 с.: ил.
ISBN 5-217-01004-5
Изложены вопросы конструирования одноразовых ракет-
носителей КА с ЖРД. Рассмотрены методологические принципы кон-
струирования отсеков, агрегатов и силовых элементов ракет.
Приведены алгоритмы проектировочных расчетов, характерных для
элементов конструкции ракет-носителей, с учетом как тепловых
нагрузок, так и особенностей использования криогенных компо-
нентов топлива. Рассмотрено влияние на конструкцию технологи-
ческих факторов. Показаны особенности конструкторских испыта-
ний различных отсеков, пути автоматизации конструкторских
работ.
о 2705140400-402 ~
° 038(01)-91 WI
ББК 39.62-02я73
KBN 5-217-01004-5
© Б. В. Грабин, О. И. Давыдов,
В.И. Жихарев и др., 1991
Введение
4 октября 1957 г. советская ракета вывела на орбиту первый в
мире искусственный спутник Земли. Летательный аппарат, предназна-
ченный для выведения в космос различных грузов (искусственных
спутников Земли - ИСЗ, орбитальных станций и др.), получил назва-
ние ракета-носитель (PH). На базе PH ’’Спутник” были созданы трех-
ступенчатые PH ’’Восток” и ’’Союз”, с помощью которых уже более чет-
верти века осуществляется запуск практически всех пилотируемых
космических кораблей ’’Восток”, ’’Восход”, ’’Союз”, а также ряда
искусственных спутников Земли.
С 1965 г. успешно эксплуатируется PH ’’Протон", обеспечивающая
выведение на околоземную орбиту полезных грузов массой до 20 т.
Одним из крупнейших достижений ракетно-космической техники
явилось создание универсальной ракетно-космической системы ’’Энер-
гия”, способной поднять на орбиту около 100 т полезного груза.
Рост грузоподъемности PH достигается благодаря повышению
эффективности двигательных установок, их мощности и совершенство-
ванию конструкции PH в целом.
Конструкция PH за истекшие годы претерпела ряд существенных ко-
личественных и качественных изменений. В первую очередь это отно-
сится к более рациональному выбору компоновочных и конструк-
тивно-силовых схем как основных отсеков, так и аппарата в целом,
позволяющему максимально использовать механические свойства конст-
рукционных материалов, применять преимущественно сварные и по воз-
можности монолитные конструкции. Большое значение для увеличения
массовой отдачи имеет также переход к более эффективным конструк-
ционным материалам, приходящим на смену традиционным алюминиевым
сплавам АМгб, Д16 и др. Это новые алюминиевые, титановые, матче-
вые, бериллиевые сплавы, стали и другие материалы. Последние годы
характерны широким внедрением в ракетно-космическую технику компо-
зиционных материалов. Их использование является эффективным сред-
ством достижения поставленной цели по выполнению заданных тактико-
3
технических требований. Кроме того, применение композиционных ма-
териалов в перспективе может быть и экономически целесообразным.
Параллельно с разработкой новых конструктивных решений интен-
сивно развивается и методология проектно-конструкторских работ,
которая характеризуется в настоящее время широким внедрением в
практику конструкторских организаций вычислительной техники. Со-
временные ЭВМ позволяют наряду с увеличением производительности
работ более детально моделировать различные процессы жизненного
цикла PH, заменяя математическим моделированием дорогостоящие
стендовые испытания.
Глава!
МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ
РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
1.1. ОБЩИЕ ПОНЯТИЯ
О КОНСТРУИРОВАНИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
Конструкция - это совокупность взаимосвязанных элементов, ха-
рактеризующаяся определенным комплексом свойств, таких, как струк-
тура (состав), характер связей между элементами, способы образова-
ния и свойства (геометрические размеры, материал) элементов.
Поиск наилучшего конструктивного решения - это выбор такой
конструкции, которая обеспечивает решение поставленной задачи (вы-
полнение функционального назначения) в некоторых конкретных усло-
виях при минимальных затратах ресурсов (материальных, стоимостных,
энергетических) с учетом ограничений производственного, технологи-
ческого и эксплуатационного характера.
Силовой основой ракеты-носителя является ее корпус, который
объединяет в единое целое отсеки и агрегаты, входящие в ее состав
и различающиеся по функциональному (хвостовой, топливный отсек и
т.д.) и конструктивно-технологическому признакам. В общем случае
на корпус действуют статические и динамические, сосредоточенные и
распределенные нагрузки, определяемые параметрами двигательной
установки, аэродинамической схемой ракеты-носителя и условиями по-
лета. Нагрузки же, действующие на отдельно взятый отсек или агре-
гат и влияющие на выбор конструктивного решения, зависят не только
от схемы нагружения корпуса в целом, но и от характера связей от-
секов между собой или, другими словами, компоновочной схемы.
Таким образом, поиск конструктивного решения для каждого отсека
выполняется при задании компоновочно-силовой схемы аппарата, носит
итерационный характер и имеет конечной целью обеспечение минималь-
ной массы конструкции корпуса в целом (рис. 1.1).
Именно наиболее полный и комплексный учет требований - основная
трудность проектирования и одновременно предпосылка получения
надежного конструктивного решения.
Исходными данными, которыми располагает конструктор, приступая
к разработке конструкций отсека, являются:
компоновочная схема ЛА;
основные расчетные случаи (значения эксплуатационных нагрузок,
коэффициентов безопасности);
располагаемые конструкционные материалы (их свойства);
5
Рис. 1.1. Схема поиска конструктивного решения
особенности конструктивного исполнения, обусловленные эксплуа-
тацией отсека (размеры и места расположения лючков, места установ-
ки аэродинамических устройств и приборов, ограничения по строи-
тельной высоте силового набора или суммарной толщине теплоизоляции
и т.д.);
производственные ограничения (или рекомендации) по используемым
полуфабрикатам и заготовкам (толщины листов, сортамент профилей и
т.д.);
технологические условия, определяющие качество изготовления.
При разработке конструкции отсека или отдельного узла летатель-
ного аппарата необходимо в первую очередь обеспечивать работоспо-
собность каждого элемента. Условия работоспособности зависят от
используемых критериев при оценке прочности и жесткости конст-
рукции.
В ракетно-космической технике принят метод расчета по разрушаю-
щим (предельным) нагрузкам. Это означает, что параметры элементов
конструкции выбирают таким образом, чтобы она разрушалась при
некоторой нормированной нагрузке - расчетной нагрузке:
Л'₽ = fif, (1.1)
где f - коэффициент безопасности, равный 1,3... 1,6; N9 - эксплуа-
тационная нагрузка.
Проектирование конструкции базируется на расчетах на прочность,
т.е. основные геометрические размеры и соотношения выбираются из
условий прочности или жесткости. Однако прежде чем такие соотноше-
6
ния записать, конструкция (отсек, отдельный его элемент) должна
быть некоторым образом схематизирована. Для этого необходимо опре-
делить основные силовые элементы и их функциональное назначение.
Например, предполагая, что демпфирующая перегородка в топливном
баке предназначена лишь для демпфирования колебаний жидкости,
получаем одно решение конструкции; предполагая, что через демпфи-
рующую перегородку передаются усилия на корпус бака, получаем иное
конструктивное решение (рис.1.2, а, б).
Затем необходимо формализовать взаимосвязи силовых элементов и
граничные условия (заделку) этих элементов. Характер заделки (за-
щемление, шарнир) играет большую роль при расчете элементов на
сжатие, влияя как на распределение нагрузок по длине элемента, так
и его устойчивость.
Отмеченные положения определяют так называемую расчетную схему
конструкции. Эта схема может быть сложнее или проще, но в любом
случае от обоснованности допущений и предположений зависят точ-
ность расчетов и достоверность наших представлений о поведении
конструкции в реальных условиях. Выбор расчетной схемы определяет-
ся многими факторами. Это требования по массе и габаритным разме-
рам, "весомость” проектируемой конструкции в ряду других, погреш-
ность значений нагрузок и т.д.
Обеспечение прочности конструкции является необходимым условием
ее работоспособности, но недостаточным. Под действием внешних на-
грузок конструкция деформируется (удлиняется, изгибается, закручи-
вается и т.д.), и эти деформации играют большую роль при расчете
Движения PH относительно центра масс и при отделении отработавших
7
Рис. 1.3. Деформация корпуса ракеты-носителя:
а — общая схема; б — КА под обтекателем
ракетных блоков, при расчете динамических нагрузок, оценке эффек-
тивности исполнительных органов системы управления и т.д.
Так, в результате деформации корпуса ракеты-носителя происходят
изгиб продольной оси (рис. 1.3, а), линейные и угловые смещения от-
секов и агрегатов относительно друг друга. Подобно консольно заде-
ланной балке деформируется и космический аппарат, устанавливаемый
под обтекателем (см. рис. 1.3, б). Если в первом примере жесткость
корпуса PH влияет на изменения характеристик системы управления
ступени, то во втором случае в зависимости от жесткости КА будут
изменяться зазоры между элементами конструкции и корпусом обтека-
теля. Как в первом, так и во втором случаях конструктор имеет воз-
можность и обязан обеспечить требуемый уровень жесткости конструк-
ций, исходя из комплекса требований прочностного, динамического
или иного характера.
Жесткость корпуса ракеты-носителя в целом определяется жест-
костью отдельных отсеков и связей отсеков между собой.
Жесткость отсека корпуса (деформация под действием внешней на-
грузки) можно рассчитать, рассматривая корпус как балку и приметая
известные формулы курса "Сопротивление материалов”.
Для цилиндрического отсека длиной I, выполненного в виде тонко-
стенной оболочки, можно записать следующие соотношения для дефор-
маций (рис.1.4):
растяжение
(1.2)
где EF - жесткость на растяжение - сжатие;
сдвиг
Дс = GF"’ (,3)
где GF - жесткость на сдвиг;
изгиб
_ М1_ ....
* ~ EJ ’ (1Л)
где EJ - изгибная жесткость;
8
Рис. 1.5. Схема связей централь-
действием внешних нагрузок
ного и одного из боковых разгон-
Рис. 1.4. Деформация отсека под
ных блоков
кручение
М I
в = (1.5)
и/
Р
где GJ - жесткость на кручение.
Поскольку корпус отсека может быть выполнен в виде подкреплен-
ной конструкции, то при расчете EF и EJ следует использовать
приведенную толщину обшивки.
Для конического отсека с большим углом конусности (0* > 10...
20°) и ферменного отсека соотношения, связывающие нагрузки с
деформациями, имеют более сложный вид.
Жесткость связей отсеков между собой определяется конструктив-
ным исполнением соединений отдельных отсеков в единую конструкцию.
При использовании в соединении плоских стыков жесткость соединения
зависит от параметров крепежных элементов, устанавливаемых в
плоскости стыка. Более сложная схема связи показана на рис. 1.5.
1.2. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К КОНСТРУКЦИИ
Особенность конструктивного решения отсека при заданных усло-
виях нагружения определяется комплексом требований, учет которых
представляет основную трудность конструирования. К разрабатываемой
конструкции предъявляются следующие требования: минимальная масса.
9
высокая технологичность, аэродинамические и эксплуатационные тре-
бования, высокая надежность, минимальная стоимость и др.
1. Минимальная масса конструкции аппарата в целом или отдель-
ного его элемента является одним из основных требований. Она может
быть обеспечена рациональным выбором компоновочной и конструктив-
но-силовой схем. При выборе схемы передачи нагрузок необходимо,
чтобы передача нагрузок происходила по наикратчайшему пути с
вовлечением в работу наименьшего числа силовых элементов. При
передаче нагрузок не должны возникать дополнительные силы и
моменты. В частности, на рис. 1.2, в показано, что растяжение
элементов, соединенных внахлестку, приводит к появлению в месте
соединения дополнительно к растягивающему усилию изгибающего
момента М = N8.
Нагружение элементов должно соответствовать наилучшим условиям
их работы. Из рис. 1.2, г видно, что сферическая оболочка
равномерно нагружена по окружности радиуса г касательной q и
т
радиальной q? составляющей силы q. По отношению к силе q? оболочка
характеризуется низкой несущей способностью. Поэтому желательно,
чтобы передача нагрузки от цилиндрического отсека к сферическому
происходила под углом близким к 90 .
Схема передачи нагрузок должна четко определять условия работы
каждого элемента (быть наиболее простой). В силовой схеме, приве-
денной на рис. 1.2, а, передача инерционной нагрузки / на корпус 3
однозначно осуществляется через оболочку торового бака 2. При
наличии дополнительной связи между торовыми баками 2 и 4 (см.
рис. 1.2, б) в виде соединительных балок 5 передача нагрузки на
корпус 3 происходит как через корпус бака 2, так и через корпус
бака 4. Причем распределение нагрузок между этими баками зависит
от жесткости каждого бака.
Минимум массы конструкции обеспечивается выбором материалов для
каждого элемента в зависимости от схемы нагружения и характера
напряженного состояния элемента конструкции, а также эффективным
использованием материала в сечении элемента. Если конструктивный
элемент работает на растяжение, то напряжение в сечении распреде-
лено равномерно и форма сечения выбирается из соображения техноло-
гичности. Но если этот элемент подвергается изгибу (рис. 1.6), то
напряжение по сечению распределяется неравномерно, а следователь-
но, периферийная часть оказывается более нагруженной, чем цент-
ральная. Поэтому сечение в виде двутавра, где большая часть сече-
ния расположена на удалении от нейтральней оси, будет более рацио-
нальным, чем, например, круглое или прямоугольное сечение.
10
Рнс. 1.6. Варианты конструктивного
лового элемента
Рнс. 1.7. Конструктивные элементы подкрепленной оболочки:
/ — обшивка; 2 — стенка стрингера: 3 — полка стрингера
Примером рационального использования материала в сечении конст-
руктивного элемента может служить замена гладкой оболочки на мно-
гослойную. Устойчивость элемента оболочки в виде длинной полоски
3
определяется величиной момента инерции сечения = 68 /12 (см.
рис. 1.6). Если оболочку разбить 'на две (каждая толщиной 8/2), а
между ними установить наполнитель (соты, пенопласт), механически
связывающий их между собой, то момент инерции сечения такой
конструкции
' 4Ьг* 3
г 12 I 8
2
значительно возрастает без заметного увеличения массы.
Минимальная масса конструкции обеспечивается равнопрочностью
элементов конструкции. Смысл данного принципа конструирования
поясним на примере сжатой панели (рис. 1.7). Каждый элемент конст-
рукции характеризуется своими геометрическими размерами и различ-
ным характером заделки (крепления), а следовательно, различной не-
сущей способностью. Конструкция будет равнопрочной, если разруше-
ние всех элементов произойдет одновременно.
2. Технологичность конструкции (ТК) - это совокупность ее
свойств, которые проявляются в реализации оптимальных затрат
труда, средств, материалов и времени при технической подготовке
производства, изготовлении, эксплуатации и ремонте ракеты-
носителя.
11
Технологичность конструкции имеет несколько аспектов, которые
характеризуют различные этапы работы, а именно:
производственная технологичность, определяемая условиями
изготовления;
эксплуатационная технологичность, определяемая условиями хране-
ния, транспортировки, выполнения технического обслуживания в про-
цессе подготовки PH к пуску, а также восстановительными работами в
процессе эксплуатации носителей многоразового использования.
Технологичность конструкции проявляется через ее рациональность
и преемственность.
Технологическая рациональность - это совокупность тех свойств
изделия, которые характеризуют конструкцию в плане соответствия
принятых конструктивных решений условиям производства, эксплуа-
тации и ремонта. Она определяется выбором состава конструктивных
элементов и материалов, методов получения элементов и их соедине-
ния и т.д. Изделие может рассматриваться как технологически рацио-
нальное применительно к конкретным условиям производства, изготов-
ления, обслуживания и ремонта. С изменением этих условий меняется
и содержание технологической рациональности.
Повышению технологической рациональности конструкции способст-
вуют:
членение изделия на отсеки, агрегаты, панели;
использование простых форм элементов;
ограничение номенклатуры составных частей, конструктивных
элементов и материалов;
применение в разрабатываемых конструкциях освоенных в производ-
стве конструктивных решений, соответствующих современным требо-
ваниям;
использование конструктивных решений, позволяющих упростить
доступ к составным частям, их установку и съем;
использование конструктивных решений, обеспечивающих возмож-
ность транспортировки изделия в собранном виде или в ваде закон-
ченных составных частей, и ряд других мероприятий.
Поскольку условия производства и эксплуатации изменяются со
временем, то технологическая рациональность конструкции рассматри-
вается применительно к конкретным условиям и имеет относительный,
а не абсолютный характер.
Преемственность конструкции представляет собой совокупность
таких свойств изделия, которые выражают технологичность
его конструкции с точки зрения повторяемости и изменяемости
принятых в ней инженерных решений. Она характеризуется уров-
нем использования унифицированных и стандартных составных
12
частей изделия и конструктивных элементов деталей (резьб, кре-
плений, проточек, отверстий и т.д.); повторяемостью составных
частей изделий, конструктивных элементов деталей, материалов и
т.д.
3. Аэродинамические требования заключаются в обеспечении
соответствия внешних обводов отсеков PH теоретическому кон-
туру с целью получения требуемых аэродинамических характе-
ристик, в ограничении зазоров, щелей по плоскостям стыка
отсеков или элементов конструкции, а также различных высту-
пающих за обводы конструктивных элементов, поскольку это
может привести к появлению локальных силовых и тепловых на-
грузок.
4. Эксплуатационные требования заключаются в обеспечении со-
хранности аппарата и его составных частей при транспортировке и
хранении, а также безопасности, удобстве и нетрудоемкости обслужи-
вания. Эти требования реализуются:
в наличии устройств (опорных поверхностей и опор) для транспор-
тировки и переноса как в штатных, так и в аварийных ситуациях;
надежном антикоррозионном покрытии, не требующем постоянного
контроля за его состоянием, и использовании коррозионно-стойких
материалов;
обеспечении работоспособности отсеков в условиях воздействия
пыли, тумана, дождя, солнечной радиации;
сохранении работоспособности внешних теплозащитных и тепло-
изоляционных покрытий;
минимальном количестве узлов конструкции, требующих регулировки
и настройки;
наличие люков и эксплуатационных разъемов с минимальным числом
крепежных элементов (и обеспечивающих пылевлагонепроницаемость);
обеспечении контроля параметров и состояния среды во всех
отсеках PH.
5. Требования надежности. Надежность конструкции - это свой-
ство конструкции выполнять заданные функции, сохраняя во вре-
мени значения установленных эксплуатационных показателей в
заданных пределах, соответствующих заданным режимам и условиям
использования, технического обслуживания, ремонта, хранения и
транспортировки.
Высокая надежность обеспечивается:
конструктивно-силовой схемой отсека, выбором компоновочной
схемы аппарата в целом;
выбором коэффициентов безопасности;
экспериментальной (стендовой и летной) обработкой.
13
1.3. КОМПОНОВОЧНЫЕ и конструктивно-силовые
СХЕМЫ
Компоновочные схемы ракет-носителей
В составе PH можно условно выделить головную часть (головной
обтекатель и полезный груз в виде искусственного спутника Земли,
автоматической межпланетной станции, космического корабля) и
ракетную часть, состоящую из разгонных блоков (РБ).
Разгонный блок представляет собой автономную часть ракеты,
включающую в себя топливный отсек с топливом, двигательную уста-
новку, органы управления и ряд других вспомогательных систем бор-
тового комплекса, обеспечивающих движение на определенном участке
траектории выведения. Соединяя различным образом РБ между собой,
можно получить хорошо известные компоновочные схемы ракеты-
носителя: "пакет”, "тандем” и комбинацию этих схем (рис. 1.8, а).
В схеме "тандем” разгонные блоки последовательно соединяются
друг с другом посредством поперечных плоских фланцевых стыков I.
При этом корпус РБ нагружается как внешним давлением среды, так и
инерционными нагрузками со стороны вышерасположенных отсеков
(масс). Отделение отработавшего РБ осуществляется путем его
продольного перемещения по схеме "холодного” или "горячего”
разделения, что также оказывает определенное силовое и тепловое
воздействие на конструкцию блока.
Рис. 1.8. Компоновочные схемы
ракет-носителей
поясе
A-А Б-д
В
14
Рис. 1.9. Конструктивно-силовая схема топливного отсека:
а — несущий бак: б — подвесной бак
Схема "пакет” характеризуется параллельным расположением РБ и
их продольным делением после полной выработки топлива. Соединение
РБ между собой осуществляется, как правило, в двух силовых поясах
I: верхнем и нижнем. В зависимости от особенностей конструктивного
исполнения силовых поясов они могут воспринимать и передавать
поперечные и (или) продольные усилия. При организации силовых
связей РБ необходимо обеспечить свободу деформации корпуса РБ и
возможность сборки ракеты-носителя в целом.
Компоновочная схема ракеты-носителя характеризуется еще силовым
взаимоотношением корпусов разгонных блоков и топливных баков.
Возможны две схемы (рис. 1.9):
несущий топливный бак, когда корпус бака одновременно является
корпусом РБ и воспринимает как давление наддува и инерционную
нагрузку со стороны топлива, так и аэродимнамические силы и
внешние инерционные нагрузки;
подвесной топливный бак, характеризуемый разделением функций
бака и корпуса РБ по восприятию ими внешних и внутренних нагрузок.
Разгонные блоки для удовлетворения эксплуатационных требований
при их транспортировке железнодорожным, автомобильным, воздушным и
водным транспортом не должны превышать определенных предельных
габаритных размеров. В связи с этим, если относительно малогаба-
ритные топливные отсеки выполняются в виде одного отсека, то круп-
ногабаритные топливные отсеки выполняются по многоблочной схеме,
т.е. в виде пакета топливных отсеков, топливных баков (см.
рис. 1.8, б) или транспортабельных элементов РБ. В первом случае
пакет состоит из однотипных малогабаритных топливных отсеков, каж-
дый из которых содержит бак окислителя и бак горючего, во втором
случае пакет состоит из нескольких параллельно расположенных топ-
ливных баков окислителя и горючего, а в третьем случае РБ собира-
ется из транспортабельных элементов на сборочном заводе вблизи
стартовой позиции.
15
Классификация отсеков разгонного блока
Корпус разгонного блока является его силовой основой, объе-
диняющей все агрегаты и системы в единое целое. В общем слу-
чае, воспринимая внешние статистические и динамические, распре-
деленные и сосредоточенные нагрузки, отдельные составные части
корпуса решают, кроме того, определенные функции, связанные с
размещаемыми в них системами и агрегатами. Особенности фун-
кционального назначения части корпуса оказывают влияние На
конструктивное исполнение: выбор материала, конструктивно-силовую
схему (КСС) корпуса, методы соединения конструктивных элементов
между собой и т.д.
Таким образом, в соответствии с функциональными и конструк-
тивно-технологическими признаками корпус РБ можно условно
разделить на:
сухие отсеки (переходный, межбаковый, хвостовой);
топливные отсеки (баки окислителя и горючего);
рамы (крепления приборов и двигателей);
вспомогательные элементы конструкции.
Переходный отсек предназначен для стыковки данного РБ с после-
дующим разгонным или головным блоком и служит для размещения в нем
приборов системы управления и измерения, а также устройств системы
разделения (отражательное устройство, обеспечивающее защиту днища
бака при "горячем” отделении РБ).
Межбаковый отсек соединяет топливные баки в единый топливный
отсек (это соединение может быть неразъемным и разъемным) и служит
для размещения в нем блоков аппаратуры системы управления и агре-
гатов пневмогидравлической системы топливных баков.
Топливный отсек может быть выполнен и без межбакового отсека (с
использованием совмещенного днища).
Хвостовой отсек служит для размещения в нем двигателей, систем
и агрегатов двигательной установки. На его корпусе могут быть
размещены аэродинамические устройства стабилизации и управления,
стартовые опоры или силовые связи с РБ, устройства функциональной
связи данного блока с другими блоками или с "землей”.
Помимо отмеченных выше функций корпус хвостового отсека обеспе-
чивает защиту расположенных внутри агрегатов от аэродинамических
нагрузок. Хвостовой отсек РБ второй и последующих ступеней после
отделения отработавших РБ в большинстве случаев исчерпывает свои
функции и может быть отделен (сброшен).
Топливные отсеки предназначены для размещения рабочих запасов
окислителя и горючего. В зависимости от компоновочной схемы РБ и
16
массы топлива баки характеризуются большим разнообразием форм и
размеров.
Рамы крепления двигателей служат для передачи сосредоточенных
нагрузок от двигателей на корпус ракетного блока и могут быть
Выполнены в ваде ферменных или балочных конструкций.
По конструктивному признаку отсеки классифицируют на каркасные,
ферменные и балочные (рамные); по технологическому признаку - на
монолитные и сборные, а последние - на клепаные, сварные и
комбинированные.
Конструкташю-силовые схемы отсеков.
Критерии совершенства
Компоновочная схема ракеты-носителя определяет схему нагружения
каждого отсека (величины инерщюшых нагрузок и места их приложе-
ния, аэродинамические нагрузки), которая в сочетании с нагрузками
(давление наддува в баке, давление внутри приборного отсека),
обусловленными функциональным назначением отсека, характеризует
напряженное состояние элементов корпуса отсека.
Так, цилиндрическая оболочка несущего топливного отсека (см.
рис. 1.9) нагружается сжимающей инерционной нагрузкой от располо-
женных выше масс 80т^х1' аэродинамической продольной силой X и
растягивающей силой от внутреннего давления Риад- Величина резуль-
тирующей осевой силы зависит от соотношения внешних сил и внутрен-
него давления и может быть сжимающей (А/ < 0) или растягивающей
(N > 0):
N = - gтл , - X + р F , (1.6)
а0 i XI гиад б
2
где = 9,8 м/с - ускорение свободного падения; т. - масса PH,
расположенная выше i-ro сечения; - продольная перегрузка; F& -
площадь поперечного сечения топливного бака.
Цилиндрическая оболочка подвесного топливного бака воспринимает
лишь внутреннее давление и инерционные нагрузки от топлива и
всегда нагружается на растяжение как в продольном, так и
поперечном направлении.
Негерметичные ’’сухие” отсеки (межбаковые, переходные, хвосто-
вые) нагружаются сжимающими аэродинамическими и инерционными
силами со стороны отсеков, расположенных выше.
Анализ напряженного состояния корпуса отсека является важным
17
шагом при выборе его конструктивно-силовой схемы, под которой мы
будем понимать совокупность силовых элементов (обшивка, стрингеры,
шпангоуты и т.д.) и схему их соединения.
Действительно, если корпус нагружен растягивающей силой, то
наилучшей КСС в данном случае будет гладкая оболочка, поскольку
изготовление ее в виде оболочки, подкрепленной продольным силовым
набором, при одинаковой площади поперечного сечения не приводит к
повышению несущей способности и лишь ухудшает технологичность.
Если же корпус нагружен сжимающей силой, то разрушение конструкции
происходит в результате общей потери устойчивости корпуса и мест-
ной потери устойчивости отдельных конструктивных элементов. В дан-
ном случае выбор конструктивно-силовой схемы корпуса (подкреплен-
ная, вафельная или сотовая оболочка) будет влиять на массу конст-
рукции корпуса отсека.
Таким образом, изменяя компоновочную схему ракеты-носителя (и
его разгонных блоков), мы изменяем характер нагружения проектируе-
мого отсека и выбираем для этого случая наилучшую конструктивно-
силовую схему этого отсека (см. рис. 1.1).
Эффективность конструктивного решения может быть оценена
коэффициентом конструктивного совершенства а* = т • где
т - масса конструкции (пассивная масса); т - масса топлива,
коист т
Применительно к разгонному блоку пассивная масса включает в себя
массу конструкции (топливного и хвостового отсеков, двигательной
установки), остатков топлива и газов наддува. Конструктивное
совершенство определяется общим уровнем развития техники на данном
этапе развития. Так, если для V-2 а* = 0,34, то для различных
блоков PH ’’Сатурн-V” а* = 0,061...0,127.
1.4. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ КОРПУСОВ
При конструировании отсеков и агрегатов приходится искать такое
конструктивно-технологическое решение (материал, КСС отсека, раз-
меры элементов, метод изготовления), которое наиболее оптимально
сочетает противоречивые требования функционального назначения, ми-
нимума массы, технологичности, минимума стоимости и т.д.
Физико-химические и механические свойства материала должны
обеспечивать не только минимум массы детали при условии обеспече-
ния ее прочности и жесткости, но и возможность изготовления детали
тем или иным методом. Конструктивно деталь должна состоять из
18
стандартных и унифицированных элементов или быть в целом стандарт-
ной. Размеры конструктивных элементов (радиусы закругления, про-
точки, канавки, конусные уклоны и т.д.) должны учитывать ограничи-
тельные перечни, стандарты и рекомендации по применению (действую-
щие на предприятии или в отрасли).
Формы и габаритные размеры детали, покрытия, требования к
упрочнению должны максимально соответствовать принятым для типовой
конструкции детали. Следует также обратить внимание на необходи-
мость использования стандартных и унифицированных заготовок и тех-
нологических процессов изготовления рассматриваемых конструкций.
При разработке конструкции следует помнить, что прочностные и
жесткостные свойства отдельных элементов реализуются через
определенный метод изготовления.
В условиях силового (сжатие) и теплового нагружения требованию
минимальной массы в наибольшей степени удовлетворяют конструкции,
у которых тонкостенная оболочка подкреплена продольным и попереч-
ным силовым набором. Эти конструкции, являясь многократно стати-
чески неопределимыми, обладают высокой живучестью в связи с тем,
что при наличии некоторых повреждений за счет перераспределения
нагрузки между отдельными элементами возможно сохранение работо-
способности конструкции в целом.
Подкрепленные оболочки подразделяются на моноблочные (монолит-
ные) и наборные конструкции.
Монолитные конструкции характеризуются тем, что обшивка и под-
крепляющий силовой набор выполняются из одной заготовки. Следст-
вием этого для монолитных конструкций является отсутствие концент-
раций напряжений в местах перехода от элемента к элементу, равно-
мерная передача нагрузок. Кроме того, для монолитных конструкций
характерны такие преимущества, как уменьшение числа деталей на
сборке, снижение трудоемкости изготовления, более высокие крити-
ческие напряжения местной потери устойчивости обшивки (из-за
сплошного защемления обшивки). Такие конструкции получают литьем,
прессованием, штамповкой, фрезерованием, травлением.
Литье является наиболее дешевым способом изготовления, оно
позволяет получить конструкцию любой конфигурации, с любым распо-
ложением подкрепляющих ребер и различной формой их поперечного
сечения.
Однако литые панели характеризуются низкими механическими свой-
ствами литейных материалов, возможностью появления скрытых дефек-
тов, а также утяжелением конструкции вследствие особенностей тех-
нологического процесса, а именно: необходимостью предусмотрения
конструктивных уклонов для удаления модели из формы, а также огра-
19
ничением минимальной величины толщины стенок (в зависимости от ме-
тода литья и площади стенки).
Низкая прочность литых конструкций позволяет применять их лишь
для несиловых конструкций, толщину элементов которых выбирают не
по соображениям прочности, а по условиям технологии изготовления и
стоимостным параметрам.
Фрезерованные панели н конструкции изготавливаются механическим
и химическим фрезерованием из плиты, толщина которой зависит от
высоты ребер (профилей) заготовки. Эти конструкции отличаются вы-
сокой трудоемкостью изготовления и низким коэффициентом использо-
вания материала. Фрезерованные панели могут иметь произвольное от-
носительное расположение силового набора, но форма поперечного се-
чения силовых элементов допускает возможность их изготовления. Ми-
нимальная толщина механически отфрезерованных элементов составляет
1,5 мм.
Химическое фрезерование является одним из наиболее дешевых и
производительных методов обработки поверхностей больших размеров.
Травлением можно получить очень точно требуемую толщину обшивки, а
также плавный переход от одного элемента к другому, но имеются
ограничения на форму поперечного сечения подкрепляющих силовых
элементов. Минимальная толщина обшивки несколько меньше (порядка
0,5...0,6 мм) с утолщением в местах крепления набора до 1...
1,5 мм. Для повышения усталостной прочности травленые панели
подвергают поверхностному упрочнению, например, дробью.
Прессованные панели получили в настоящее время широкое примене-
ние. Они могут быть изготовлены прессованием из плоской заготовки
(ширина панели 1100... 1200 мм) и протяжкой из круглой трубы (после
прессования трубу разрезают и получают панель шириной до 3500 мм и
длиной 12... 15 м). Минимальная толщина стенки панели около 3 мм.
Необходимо отметить, что прессованные панели характеризуются
некоторой анизотропией механических свойств по направлениям.
Кроме того, метод изготовления панели налагает определенные
ограничения на тип силового набора (возможно только параллельное
расположение ребер) и позволяет разнообразить форму поперечного
сечения (рис. 1.10, а).
Штампованные панели характеризуются высокими прочностными свой-
ствами и возможностью изготовления силового набора с их произволь-
ным взаимным расположением, но ограниченным по форме поперечным
сечением (см. рис. 1.10, б).
При выборе материала следует учитывать не только прочность,
коррозионную стойкость, жаропрочность и другие свойства, но и его
пластичность. Материал заготовки должен обладать высокой пластич-
20
Б-Б
Б-Б
Рис. 1.10. Прессованные (а) и штампованные (б) панели
ностью (относительное сужение при одноосном растяжении больше
0,2). Возможно использование и низкопластичных материалов, но при
наличии предварительного подогрева. Однако последнее приводит к
дополнительным трудностям, связанным с предотвращением окисления
материала, изменения его микроструктуры и т.д. Среди материалов,
хорошо освоенных в производстве, следует указать:
конструкционные стали 15Г2, 15Х, 18ХНВА, ЗОХГСА и др.;
алюминиевые сплавы АК4, АК6, Д16, В95, АМгб и др.;
магниевые сплавы МА2-1, ВМ65-1;
титановые сплавы ВТ1, ВТ5, ВТ6, ВТ14, ОТ4 и др.
При проектировании штампованных панелей необходимо учесть
штамповочные припуски, обусловленные процессом изготовления
(рис. 1.11): наименьшая толщина S в плоскости разъема штампа должна
быть не меньше рекомендуемой;
обходимые для извлечения дета-
ли из штампа; радиусы перехо-
дов г для предотвращения по-
верхностных дефектов и облегче-
ния пластической деформации;
закругления /?, необходимые для
уменьшения концентраций напряже-
ний в углах дна внутренних по-
лостей. Все это утяжеляет конст-
рукцию панелей и требует допол-
нительной механической обработки.
штамповочное уклоны a, 0, не-
Рис. 1.11. Элементы штамповки:
/ — деталь: 2 — штамповочный
припуск
21
Рис. 1.12. Схема корпуса отсека гофрированной конструкции
Наборные конструкции в зависимости от своего состава клас-
сифицируются:
на конструкции, подкрепленные продольным и поперечным силовым
набором:
конструкции, подкрепленные гофром;
слоистые панели (с пенопластовым или сотовым заполнителем).
В целом наборные конструкции характеризуются относительно не-
большой массой, поскольку выбор конфигурации и размеров отдельных
силовых элементов и их взаимного расположения обеспечивает конст-
руктору большое число вариантов конструктивных решений и возмож-
ность выбора такого, которое в наилучшей степени удовлетворяет
различным ограничениям.
При проектировании и изготовлении наборной конструкции могут
быть использованы относительно простые в технологическом отношении
элементы, характеризуемые значениями геометрических размеров,
достаточно близких к расчетным. Однако будучи соединенными между
собой они образуют сложные по форме конструкции, изготовление ко-
торых в виде монолитных конструкций не представляется возможным.
При малой величине сжимающей нагрузки на единицу периметра по-
перечного сечения отсека подкрепление тонкой обшивки стрингерами
становится нецелесообразным и сложным в технологическом отношении.
В этом случае роль продольного силового набора играет гофрирован-
ная оболочка, выполняемая из высокопрочного листового материала.
На рис. 1.12 приведена схема корпуса отсека, состоящего из обшивки
/, подкрепленной продольным гофром 2, и шпангоутами 3. Форма гофра
может быть синусоидальной, прямоугольной, трапециевидной и т.д. В
соединениях гофра с обшивкой и шпангоутами заклепки (или сварные
точки) располагаются в точках касания.
Высокой несущей способностью при действии сжимающей нагрузки
обладают трехслойные оболочки (рис. 1.13), состоящие из двух
относительно тонких несущих слоев /, 3 из высокопрочного материала
и заполнителя 2 между ними из легкого материала относительно
большой толщины, который механически связывает слои между собой.
22
Рис. 1.13. Трехслойные конструкции с различными тинами заполни-
телей
Такая комбинация материалов и их физико-механических свойств
позволяет создавать конструкции высокой жесткости при малой массе.
По материалам несущих слоев и заполнителя трехслойные
конструкции бывают металлические, пластмассовые, комбинированные.
По структуре сечения конструкции разделяют на симметричные (несу-
щие слои выполняют из одного материала и имеют одинаковую толщину)
и несимметричные (несущие слои изготовлены из различных материалов
различной толщины). Применение несимметричных трехслойных конст-
рукций связано не только с требованием обеспечения минимальной
массы, но и с требованиями функционального характера (теплопровод-
ность, радиопрозрачность и т.д.).
В качестве материала внешних слоев используют алюминиевые и
титановые сплавы, различные стали. Заполнителем могут служить ма-
териалы типа пенопластов (ПСБ, ФК-20, ФК-40, ПУ и др.), соты (см.
Рис. 1.13, а) (металлические и неметаллические), конструктивные
элементы в виде трубки и гофра (см. рис. 1.13, б, в).
Экспериментальные исследования и широкая практика применения
выявили следующие достоинства слоистых конструкций:
относительно небольшую массу по сравнению с традиционной под-
крепленной конструкцией:
высокие тепло- и звукоизолирующие свойства;
23
высокий коэффициент внутреннего поглощения энергии;
относительно невысокую трудоемкость изготовления и сборки
вследствие меньшего числа деталей по сравнению с обычными набор-
ными конструкциями.
К недостаткам трехслойных конструкций относятся:
снижение прочности в процессе эксплуатации в связи со старением
клея:
жесткие требования к технологическому процессу и его стабиль-
ности;
необходимость применения совершенных методов и аппаратуры
неразрушающего контроля соединений.
Как показывают испытания отдельных сотовых конструкций, совре-
менная технология изготовления обеспечивает стабильные параметры
прочности, и разброс характеристик этих конструкций совпадает с
дисперсией прочностных характеристик стрингерных конструкций.
Эффективность применения различных типов конструкций панелей
или отсеков складывается из таких показателей, как снижение массы
конструкции и себестоимости ее изготовления, повышение статических
и прочностных характеристик, снижение стоимости материалов и вхо-
дящих элементов конструкции.
Соединение элементов наборной конструкции осуществляется свар-
кой, пайкой, склеиванием, клепкой, механическими крепежными эле-
ментами и комбинацией указанных способов. Элементы конструкции
могут соединяться между собой непосредственно (рис. 1.14, а) или с
использованием промежуточных деталей (см. рис. 1.14, б). Выбор типа
соединения зависит от назначения соединения, действующих на него
нагрузок, используемых материалов, требований технологии, эксплуа-
тации и экономичности (обозначения сварных швов даны для нагляд-
ности по старым ГОСТам).
Соединения в конструкции корпуса или агрегата вызывают наруше-
ние плавности изменения напряженного состояния при переходе от
одного элемента к другому, что связано с изменением прочностных
свойств материала (например, в зоне сварного шва), характера пере-
дачи нагрузок (переход от равномерного нагружения к локальному,
например, при наличии сварных точек или заклепок), появление изги-
W/////////Z. A\\X\\V\\\\\
б
Рис. 1.14. Соединения
конструктивных элементов
24
бающего момента при соединении внахлест, жесткостных свойств
конструкции в зоне соединения.
К соединениям предъявляются следующие требования:
соединение должно быть равнопрочным соединяемым элементам;
соединение должно в наименьшей степени вызывать уменьшение
прочностных свойств элементов;
жесткость в соединении должна изменяться постепенно во избежа-
ние возрастания коэффициента концентрации напряжений.
Сварка широко применяется в производстве отсеков летательных
аппаратов, что объясняется высокой технологичностью этого процес-
са, возможностью соединения материалов разных марок с различными
механическими и физическими свойствами и даже разнородных материа-
лов (сталь с алюминиевым сплавом, алюминиевого сплава с бериллие-
вым и т.д.). Применение сварки улучшает условия работы элементов
конструкции по сравнению, например, с клепкой.
По физической природе образования сварного соединения все мето-
ды сварки подразделяются на три класса: термический (дуговая,
электронно-, плазменно- и ионно-лучевая, газовая сварка), термоме-
ханический (контактная, диффузионная, прессовая сварка и т.д.) и
механический (взрывом, трением, ультразвуковая сварка и т.д.).
Однако сварка имеет ряд существенных недостатков: взаимодейст-
вие расплавленного металла с кислородом и азотом воздуха; измене-
ние структуры и свойств металла в околошовной зоне; появление
внутренних остаточных напряжений и деформаций; возможность образо-
вания трещин, пористости и выгорание легирующих элементов. При
сварке различными способами эти недостатки проявляются по-разному.
Поэтому конструктор при выборе материала должен оптимальным обра-
зом сочетать требования по прочностным, теплофизическим и иным
свойствам с теми возможностями, которые предоставляет ему конкрет-
ный метод сварки.
Например, соединение конструктивных элементе® из алюминиевых
сплавов типа АМгб может быть получено контактной, аргонно-дуговой
(плавящимся и неплавящимся электродами), атомно-водородной и газо-
вой сваркой. Для соединения с высокими требованиями по геометрич-
ности можно рекомендовать аргонно-дуговую сварку неплавящимся
электродом. Контактная сварка (точечная или шовная) может быть
применена при невысоких требованиях по герметичности и при толщи-
не листа в месте сварки до 4 мм (при суммарной толщине свариваемых
листов не более 8 мм).
Термически упрочненные алюминиевые сплавы типа Д16, Д19, Д20
относятся к ограниченно свариваемым сплавам вследствие очень низ-
кой пластичности сварного шва и склонности к образованию трещин.
25
Для сварки деталей из сплавов магния наиболее часто используют
аргонно-дуговую сварку вольфрамовым электродом и контактную свар-
ку. В связи с возможностью образования внутрикристаллической кор-
розии применение аргонно-дуговой сварки может быть допущено лишь
для ненагруженных конструкций и при условии доступности их контро-
лю в процессе эксплуатации.
Для сварки титана и его сплавов применяют дуговую сварку в
инертном газе вольфрамовым электродом и контактную сварку сопро-
тивлением. Возможна также дуговая сварка под флюсом, конденсатор-
ная сварка и сварка электронным лучом.
Для качественного соединения разнородных материалов необходимо,
чтобы они содержали в своем составе элементы, обладающие неограни-
ченной взаимной растворимостью как в жидком, так и в твердом
состоянии. Кроме того, необходимо учитывать, что разность коэффи-
циентов линейного термического расширения соединяемых материалов,
составляющая более 20 %, может явиться причиной образования трещин
на границе соедвдения.
Широкие возможности для сварки самых различных материалов дает
использование промежуточных прокладок или покрытий металлами,
которые обладают неограниченной взаимной растворимостью в каждом
из соединяемых материалов.
Основными типами сварных соединений являются соединения стыков,
внахлетку, тавровые и угловые.
Стыковые соединения являются наиболее надежными. От всех других
видов соединений они отличаются наименьшими изменениями формы се-
чений, меньшими значениями коэффициента концентрации напряжений.
Как правило, стыковые швы делают прямыми, т.е. направленными пер-
пендикулярно действующим усилиям. Если соединение работает на рас-
тяжение или сжатие, то условие прочности стыкового шва записы-
вается так:
св.ш М*
%, » (5----------• (L7>
СВ.Ш
где I — длина сварного шва; a - предел прочности при растяжении
£в
(+) и сжатии (-).
Поскольку о± < с± в’ то толшина элемента в зоне сварного шва
(8 ) больше толщины соединяемых элементов (рис. 1.15).
св.ш
Соединения внахлестку выполняют угловыми швами. В зависимости
от направлегещ угловых швов по отношению к действующему усилию их
26
разделяют на лобовые, фланговые
и комбинированные. В соединении
с лобовыми швами (рис. 1.16, а)
расстояние между швами прини-
мается с > 45, а напряженное
состояние характеризуется дей-
ствием нормальных и касатель-
ных напряжений а и т. По
методике, принятой в инженерной
практике, расчет лобовых швов
производится на срез. Условие
прочности сварного соединения
записывается в виде
Л/** = т№ , (1.8)
л
4 -4
Рис. 1.15. Форма поперечного се-
чения стыкового сварного соеди-
нения
где т - разрушающее напряжение на срез; k - величина катета
сварного шва; I - длина лобового сварного шва;
0,7 - при ручной и многопроходной автоматической и полуав-
томатической сварке;
0,8 - для двух- и трехпроходной полуавтоматической сварки;
0,9 - для двух- и трехпроходной автоматической и одноп-
роходной полуавтоматической сварки;
. 1,1 - для однопроходной автоматической сварки.
Рис. 1.16. Сварное соединение внахлестку
^фЛ
27
Фланговые швы (см. рис. 1.16, б) направлены параллельно усилию.
Расчетная формула несущей способности соединения составляется в
предположении, что напряжения вдоль шва распределены равномерно:
Л/** = 2т0*( . (1.9)
фл
С учетом концентрации напряжений расчетная длина фланговых швов
I С 50*.
фл
Пример комбинированного сварного шва приведен на рис. 1.16, в.
Расчет такого соединения основывается на допущении независимости
действия сил, а именно:
Ь? = 70(* I + kl ). (1.10)
л л фл фл
Тавровые соединения (рис.1.17) применяют для соединения элемен-
тов, расположенных во взаимно перпендикулярных плоскостях. Они
могут быть выполнены без подготовки кромок (см. рис. 1.17, а), с
односторонней подготовкой кромок (см. рис. 1.17, б) и подваром при
8 = 4...26 мм и двухсторонней подготовкой кромок (см. рис. 1.17, в)
для 8 = 12...60 мм. Разделка кромок обеспечивает плавную передачу
нагрузок и меньшую концентрацию напряжений. Для схемы, показанной
на рис. 1.17, а, условие прочности имеет вид
V* = 2тЖ (1.11)
а для схем, изображенных на рис. 1.17, б, в,
А/₽ = асвш8/. (1.12)
в
Рнс. 1.17. Формы поперечных сечений
тавровых и угловых соединений
28
В конструкциях возможно использование угловых сварных соедине-
ний (см. рис. 1.17, г), но лишь в том случае, если они не являются
силовыми.
При разработке конструкций с использованием сварных соединений
следует постоянно иметь в виду, что как сварочные деформации, уве-
личивающие несовершенства формы конструкции, так и остаточные сва-
рочные напряжения в зоне шва вызывают в итоге снижение несущей
способности конструкции. Поэтому разработка надежных сварных
конструкций является комплексной задачей, в процессе решения кото-
рой необходимо обеспечить прочность и технологичность конструкции.
При проектировании сварной конструкции необходимо учитывать
следующее.
1. Число сварных соединений и их протяженность должны быть по
возможности минимальными.
2. Для обеспечения равнопрочное™ соединения и основного метал-
ла и для снятия сварочных напряжений часто требуется последующая
термическая обработка. Поэтому габаритные размеры сварной конст-
рукции должны позволять такую технологическую операцию. Как ва-
риант обеспечения требования равнопрочное™ конструкции следует
рассматривать утолщение элементов конструкции в зоне сварного шва.
3. Для уменьшения термических деформаций необходимо стремиться
к симметричному расположению сварных швов, предусматривать мини-
мально возможные сечения швов.
4. Поскольку в процессе усадочных явлений в шве происходит
укорочение конструкции и ее искривление, целесообразно применять
предварительный изгиб элементов конструкции. Тогда после сварочных
деформаций конструкция примет требуемую форму (рис. 1.18).
5. Во избежание появления трещин следует изгибать перекрещи-
вания швов.
6. Не располагать сварные швы в местах резкого изменения жест-
кое™ сечения, вблизи параллельных угловых швов, не допускать рез-
ких переходов по толщине материала.
рнс. 1.18. Схемы установ-
ки патрубка на оболочке
Рис. 1.19. Дефекты сварных соединений
29
7. В цилиндрических оболочках продольные швы не должны распола-
гаться на одной прямой.
8. Не допускать технологических дефектов, являющихся источником
концентрации напряжений:
смещение до 10 % от толщин свариваемых элементов не снижает
прочности соединений, а для пластичных материалов оно может быть
30...50 % (рис. 1.19, а);
в угловых швах наиболее распространенным дефектом является не-
провар, для предотвращения которого толщины свариваемых кромок
должны быть одинаковыми (см. рис. 1.19, б).
Точечной сваркой можно сваривать листовые детали различной тол-
щины, пересекающиеся стержни, листы со стержнями и т.д. Использо-
вание точечной сварки целесообразно, в частности, когда при малых
толщинах соединяемых листов (до 0,5 мм) в заклепочном соединении
трудно обеспечить необходимую прочность на смятие.
Контактная электросварка практически вытеснила клепку при изго-
товлении изделий из сплавов АМц, АМг и др. Однако вследствие невы-
сокой прочности при усталостных нагружениях и трудности антикор-
розионной обработки сварных узлов применение ее в силовых конст-
рукциях ограничено.
Точечная электросварка ограниченно применяется для соединения в
конструкциях из высокопрочных сплавов Д16-Т и В95Т преимущественно
для несиловых, малоответственных узлов (люков, крышек и т.д.).
Прочность точечной электросварки определяется размером и струк-
турой точек, зависящих от форм и размеров контактных поверхностей
электроде®, величины сварочного тока, усилия сжатия и состояния
поверхностей свариваемых деталей.
Соотношение между диаметрами точки d и электрода d зависит
Т ЭЛ
от толщины свариваемых материалов:
при 5 С 2 d = (2...3)5, d Id = 0,8;
Т Т ЭЛ
при 5 > 2 d = 5 + 3, d Id =1,
Т Т ЭЛ
а диаметр электрода зависит от толщины листа и оценивается по
соотношению d =25-3.
ЭЛ
Толщины свариваемых деталей из листового материала не должны
различаться более, чем в 3 раза.
Параметры точечного шва в зависимости от толщины свариваемых
деталей приведены в табл. 1.1 (данные для алюминиевых сплавов), а
также на рис. 1.20.
30
Т а б л и ц а 1.1
Средняя разрушающая нагрузка сварных точек*
Толщина свариваемых листов, мм Сила отрыва. Н Отношение силы отрыва к силе среза
АМгб Д16Т В95Т АМгб Д16Т В95Т
0.5 — 230 200 — 0,25 0,20
1.0 650 650 600 0,24 0,25 0,20
1.5 1700 1450 1400 0,27 0,32 0,27
2,0 2550 2400 2300 0,36 0,35 0,29
3.0 5350 5200 4850 0,45 0,43 0,37
4,0 9900 8900 7700 0,45 0,40 0,32
*
Отношение равным 2,55. диаметра сварной ТОЧКИ к толщине листа принято
При сварке пакета из трех деталей размер шага увеличивается
приблизительно на 50 %. При этом деталь большей толщины должна
быть в середине.
Паяные соединения. Пайка является технологическим процессом
соединения деталей в твердом состоянии специальным расплавленным
присадочным материалом - припоем. Припой в жидком состоянии смачи-
вает паяемые поверхности, заполняет капиллярный зазор между ними и
образует паяный шов. С помощью пайки можно соединять между собой
не только однородные, но и разнородные металлы, стекло, керамику,
графит.
Одним из главных условий получения качественного соединения
является правильный выбор припоя. Припой должен:
иметь температуру плавления не менее, чем на 50 С ниже
температуры плавления паяемых материалов;
хорошо смачивать паямые материалы и заполнять соединительные
зазоры;
образовывать с паяемыми материалами прочные соединения;
1,5d<C<2,5d.
Рис.
1.20.
Соединение точечной сваркой
t,5d<C<2d
3d<t<5ti
Г—1 43
31
иметь с паяемыми материалами близкий по величине температурный
коэффициент линейного расширения.
Наиболее распространенным вадом соединения является пайка вна-
хлестку. Швы внахлестку обеспечивают прочное соединение, достаточ-
но технологичны и не требуют подгоночных (итераций (рис. 1.21).
Если пайка осуществлена на длине I и ширине Ь, то при прочности
припоя на сдвиг т предельная нагрузка равна N = т lb. Для
пр пр пр
паяемых элементов конструкции толщиной S предельная величина
нагрузки определится соотношением
N = а 86. (1.13)
х в
Тогда условие равнопрочности паяного соединения запишется так:
1/8 = а 1г .
± в пр
(1.14)
Высокопрочные клеи позволяют надежно соединять между собой де-
тали из металлов, неметаллических и разнородных материалов без
ограничений на толщины конструктивных элементов. При этом обеспе-
чиваются относительная равномерность (при соответствующем выборе
параметров клеевого шва) распределения напряжения по всей площади
склеивания, герметичность и высокая коррозионная стойкость.
Однако при проектировании конструкций следует иметь в ваду, что
клеевые соединения имеют тенденцию к снижению со временем проч-
ностных характеристик и обладают относительно невысокой прочностью
на неравномерный отрыв (отдир). Качество клеевого шва в значитель-
ной степени зависит от обеспечения режима термообработки (темпера-
туры и давления), точности подгонки склеиваемых поверхностей (уве-
личение толщины клеевого слоя снижает прочность соединения), уров-
ня контроля с целью выявления скрытых дефектов (степени полимери-
зации, местных непроклеев).
Прочность клеевых соединений в значительной степени зависит от
выбора клея, конструкции
Рис. 1.21. Типовые паяные соединения
соединения и характера вне-
шних нагрузок. Наибольшую
прочность имеют соединения,
работающие только на отрыв
или только на сдвиг. При
нагружении на изгиб клее-
вого соединения, выполнен-
ного встык, наблюдается рез-
кое снижение прочности,
32
ad S г
Рис. 1.22. Типовые клеевые соединения
особенно заметное при больших площадях склеивания жесткими
клеями. Поэтому такие соединения рекомендуется применять только с
дополнительными накладками.
Типовые клеевые соединения приведены на рис. 1.22. Широко приме-
няют соединения внахлестку а, с одинарной б и двойной накладками
в, соединения вскос г. Наиболее прочным соединением является сое-
динение вскос.
При разработке клеевых конструкций необходимо предусмотреть
свободный двухсторонний подход к клеевым швам. В конструкции не
должно быть деталей, материал которых имеет рабочую температуру
меньше температуры отверждения клея. Если узел имеет несколько
клеевых соединений, то целесообразно предусмотреть технологические
разъемы, позволяющие отдельное склеивание элементов конструкций.
В клеевых соединениях между поверхностями, прижатыми друг к
другу с оптимальным давлением, до нанесения клея зазоры должны
быть не более 0,1 мм.
Для повышения несущей способности соединений при работе на
отдир концы швов следует подкреплять заклепками, точечной или
роликовой сваркой.
Необходимо также предусмотреть защиту клеевых швов от проникно-
вения в них влаги путем заделки кромок швов лаками, пастами или
замазками.
Клепаные соединения нашли широкое применение на практике в силу
их технологической отработанности и высокой надежности. Однако они
обладают рядом существенных недостатков: неравномерностью передачи
нагрузок с одного элемента на другой, наличием концентраторов
напряжений около отверстий, относительно большой массы соединения,
плохими условиями работы.
Основными видами клепаных соединений (рис. 1.23) являются:
соединение внахлестку а, внахлестку с подсечкой б, соединение
встык на профиле (в), с одной (г) и двумя (<?) накладками. Располо-
жение заклепок в рядах может быть параллельным или шахматным.
В зависимости от эксплуатационных характеристик клепаные швы
2 — 908 оо
бывают плотными (обеспечивают герметичность), прочными (обеспечи-
вают передачу нагрузок) и плотно-прочными.
Клепаные соединения характеризуются следующими параметрами: d -
диаметр заклепки; t - шаг заклепок в ряду; - расстояние между
рядами; 5 - толщина листа или накладки; с - расстояние от края
листа до первого ряда заклепок. Параметры шва выбираются в зависи-
мости от действующих нагрузок, назначения клепаного соединения при
условии выполнения требования равнопрочное™.
В общем случае имеют место следующие соотношения:
d = (1,5...2,0)8; t = (3...12)d;
t = (0,5...0,8)/; с = (l,5...4,0)d.
В конструкциях из алюминиевых сплавов при соединениях встык с
одной накладкой ее толщина выбирается равной толщине тонкой дета-
ли; при использовании двух накладок - половине толщины тонкой
накладки.
Большое значение для обеспечения работоспособности клепаного
соединения имеет выбор формы головки заклепки и ее материала.
Выступающие головки заклепок (полукруглая, коническая, плоская)
34
дают прочные соединения, а применение утапливаемых головок закле-
пок обеспечивает плотное и прочно-плотное соединение.
В качестве материала заклепок широко используют алюминиевые
сплавы Д16П, Д18П, Д19П, В65. В последнее время стали применять
титановые сплавы. В небольших количествах используют заклепки из
конструкционных и коррозионно-стойких сталей марок 20ГА, сталь 10,
сталь 15 и Х18Н19Т. Для клепки конструкций из композиционных мате-
риалов применяют заклепки из легко деформируемых материалов марок
АД1, АМц, АМг5П.
Кроме отмеченных выше соединений на практике нашли применение
комбинированные методы соединений (клеесварные, клееклепаные,
клеевинтовые и др.), которые в ряде случаев позволяют наиболее
оптимально использовать достоинства каждого из видов соединения
применительно к виду нагружения.
Болтовые соединения применяют в конструкциях, где требуется в
процессе эксплуатации разборка, при осуществлении поворота элемен-
тов конструкции друг относительно друга, в местах передачи больших
нагрузок. Они используются также в неразъемных соединениях при
передаче больших нагрузок и при толщине пакета больше 3,5 d® (d® -
диаметр болта).
Характеризуя трудоемкость выполнения болтовых соединений, необ-
ходимо отметить, что она зависит от точности изготовления. Трудо-
емкость установки болта по 11-му и 12-му квалитетам в 4...6 раз
больше трудоемкости установки одной заклепки. Как правило,
применяют болтовые соединения, выполняемые по посадкам скольжения
и ходовой 7...9-го квалитетов.
На практике применяют три основных вида резьбовых крепежных
соединений: болтами с гайками, ввертными болтами, шпильками
(рис.1.24).
Соединение болтами с гайками (см. рис. 1.24, а) используется при
наличии двухстороннего подхода к месту соединения, так как
требуется страховка болта от проворачивания при затяжке гайки.
Рис. 1.24. Основные виды крепежных соединений
35
Соединение ввертными болтами (см. рис. 1.24, б) применяют при
глухом нарезном отверстии или, когда возможна установка болта лишь
с одной стороны соединения. Деталь с нарезным отверстием выполня-
ется обычно из высокопрочного материала. В деталях из высокоплас-
тичных сплавов (алюминиевых и магниевых) используются, как прави-
ло, промежуточные нарезные втулки (футорки) из более твердого ма-
териала. Соединения шпильками (см. рис. 1.24, в) применяют для де-
талей из мягких материалов, а также при глухих или сквозных от-
верстий, имеющих односторонний подход. Ввертной конец шпильки
устанавливается в нарезном гнезде наглухо и с натягом. В этих
условиях резьбовое соединение детали даже из мягких материалов по-
лучается надежным. При необходимости могут быть использованы
футорки.
Кроме описанных видов соединений возможны и промежуточные схемы
(см. рис. 1.24, г). Болт закрепляется гайкой в гладком отверстии
одной детали, а другая деталь притягивается гайкой, навертываемой
на свободный конец болта.
Кроме рассмотренных выше крепежных соединений в слабонагружен-
ных местах, где возможен к тому же лишь односторонний подход, мо-
гут быть использованы винты с анкерными гайками (см. рис. 1.24, <?).
Крепежный элемент, обеспечивающий соединение деталей, воспри-
нимает и передает как осевую N , так и перерезывающую Q силу
б б
(рис. 1.25). При этом с целью повышения жесткости и прочности
соединения болт устанавливается в отверстии с осевым и радиальным
натягом.
Осевой натяг обеспечивается предварительной затяжкой болта
N , создаваемой крутящим моментом затяжки М равным произве-
дению силы, приложенной на конце ключа, на плечо ключа. При сред-
Рис. 1.25. Схемы нагружения болтового соединения
36
нем значении коэффициента трения гайки о болт f = 0,17 при оценоч-
ных расчетах можно записать:
N dn
.. зат 0
М = -——
зат 4,2
(1.15)
где М измеряется в Н-см, N - в Н, d® - в см.
У ответственных соединений величина затяжки контролируется с
помошью тарированных ключей. Поскольку при затяжке болтов малого
диаметра обычными ключами может произойти их разрушение, то не
рекомендуется использовать в нагруженных узлах болты диаметром
меньше 8... 10 мм.
Постановка болта в отверстии с радиальным натягом связана с не-
обходимостью запрессовки болтов и требует отработки геометрических
размеров крепежных элементов и специальных приемов выполнения
таких соединений. Если же болт установлен в отверстии с зазором,
то он предназначен в первую очередь для передачи осевой нагрузки
(см. рис. 1.25, а), поскольку при действии поперечной силы Q (см.
б
рис. 1.25, б) болт подвергается изгибу и срезу, а также растяжению
вследствие удлинения отдельных волокон болта при смещении стяги-
ваемых деталей.
Однако исследования показали, что если величина зазора не пре-
вышает 5 % от d^, то прочность односрезного соединения уменьшается
не более чем на 6 %, т.е. практически не изменяется. Для расчета
болтов на срез, подвергающихся одновременному растяжению и срезу,
можно использовать соотношение
О’*
(1.16)
Г л IB
где = [2,6 ♦ (о/т)2]',/2.
Для выбора dn болта при действии N и Q можно воспользоваться
0 б б
и табл. 1.2.
При действии на болт поперечной силы (см. рис. 1.25, в), когда
Резьбовая деталь ввернута на небольшую глубину (1% < 1,5 d^>,
может произойти срез витков резьбы. Напряжение среза при этом
будет равно
37
Расчетные данные для
Диаметр болта V мм Шаг резьбы, ММ Разрушающее усилие на срез по одной плоскости N , Н б
Д1Т Сталь 45 ЗОХГСА
посадка
Й12 f9 f9
6 1 628 1117 1907
8 1,25 1264 1989 3396
10 1.5 1995 3117 5323
12 1.5 2872 4472 7635
14 1.5 3933 6107 10527
16 1,5 5159 7988 13648
18 1.5 6551 10166 17356
20 1.5 877 12536 21403
22 1.5 980 15148 25862
24 1.5 11685 18041 30801
27 1.5 — 22849 39011
30 1.5 — 28229 48196
*
Принятые разрушающие напряжения:
На срез болтов На растяжение болтов
Д1Т 265 Н 372 Н
Сталь 45 402 Н 588 Н
ЗОХГСА 686 Н 1078 Н
г = ол -Ч- ч+ V-
2 0
(1.17)
где /3 = 0,8 - коэффициент полноты заполнения метрической резьбы.
Если болт, соединяющий две детали (см. рис. 1.25, б), предвари-
тельно затянут (Л/ - осевой натяг), срез резьбы поперечной силой
38
Т аблица 1.2
подбора диаметра болта
Разрушающее усилие на растяжение Qx. н О
Д1Т Сталь 45 ЗОХГСА
710 1127 2068
1289 2029 3724
2019 3205 5880
3018 4753 8761
4214 6692 12289
5586 9111 16707
7203 11890 21805
8977 15038 27573
11025 18555 34022
13406 22442 41143
— 28959 53096
— 36309 66571
Q6 будет затруднен из-за стесненности изгиба болта. В этом случае
напряжение среза витке® резьбы будет равно
N
? = 0,2 +
Номенклатура применяемых болтов и винтов определена отраслевыми
39
нормативами, отраслевыми и государственными стандартами. В конст-
рукциях применяются цилиндрические и конические болты. Конические
болты обеспечивают их плотную посадку в отверстие (радиальный
натяг), однако трудоемкость изготовления такого соединения оказы-
вается очень высокой. Цилиндрические болты различаются по форме
головки. Болты с шестигранной и цилиндрической головками использу-
ются довольно широко, а болты с потайной, полукруглой и плосковы-
пуклой головками применяют в тех случаях, когда они оказываются на
внешней поверхности корпуса.
Болты изготавливают из сталей 45, ЗОХГСА и алюминиевых сплавов.
В последние годы находят применение болты из титановых сплавов, и
в частности из ВТ 16 (а = 1050... 1200 МПа), что позволяет снизить
В
массу крепежных элементов примерно на 40 %. Эксперименты показали,
что титановые болты по статической прочности практически не усту-
пают болтам из легированной стали и оказываются нечувствительными
к перекосу опорных поверхностей до 8 . В то же время эти болты
чувствительны к концентраторам напряжений и качеству обработки
поверхности.
1.5. КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Выбор материала конструкционного элемента является важным шагом
поиска конструктивного решения, поскольку от выбора материала за-
висят массовые, технологические, эксплуатационные и другие свойст-
ва конструкции.
При выборе материала необходимо учитывать:
массовые и прочностные характеристики;
свариваемость материала;
пластические свойства, которые обеспечивают возможность получе-
ния листов малой толщины, профилей различного сечения и т.д.;
антикоррозионные свойства;
недефицитность и стоимость.
Перечисленные требования очень сложно оптимально сочетать в
одном материале. Поэтому в зависимости от назначения конструктив-
ного элемента, для которого осуществляется выбор материала,
используемых методов соединения элементов и некоторых других фак-
торов выделяют определяющие требования, выполнение которых должно
быть обеспечено в первую очередь.
Как правило, определяющим требованием является требование мини-
мальной массы при условии обеспечения неразрушаемости конструкции.
Эта задача может быть сформулирована следующим образом.
40
Работоспособность конструктивного элемента описывается условием
Р а± в ’
а < о = •
разр о ,
кр
(1.19)
т.е. расчетные напряжения не превышают разрушающих (предела проч-
ности на сжатие (растяжение) или критических напряжений). Требует-
ся выбрать материал с такими физико-механическими свойствами (р,
£), которые обеспечивают минимум массы элемента, т.е.
а ,
В
т = min { т(М, геометрия) },
opt
(1.20)
где М = {р, а , %, Е...} - материал, характеризуемый некоторым
набором значений его свойств.
Уравнение (1.19) позволяет определить геометрические параметры
конструктивного элемента в зависимости от свойств материала. Решая
уравнение (1.19) относительно искомого параметра и подставляя его
в выражение (1.20), получим соотношение, анализ которого позволяет
найти материал М с оптимальным набором свойств.
Причем, как это видно из постановки задачи, оптимальность
материала однозначно определяется условиями нагружения конструкции
(ее напряженным состоянием).
Рассмотрим некоторые из схем нагружения конструктивных
элементов.
1. Продольный элемент работает на растяжение. Площадь попереч-
ного сечения определяется из условия прочности
0> f > 1*1. (L21)
гв а
в
Масса конструктивного элемента
M-Flp-t^
а
в
(1.22)
будет минимальной при выборе такого материала, который характери-
зуется максимальным значением удельной прочности (а /р).
2. Длинный цилиндр работает на сжатие. В этом случае определяю-
щими геометрию сечения условиями являются требования общей и мест-
ной устойчивости. А именно:
41
^ = -Ш-
2itR6
. общ
< a
кр
= и|-.
Откуда
s-ГЕ
6 М 2я*Е
т = 2nR8lp = 2nRl
р ifN
ii-nkE
(1.23)
(1.24)
(1.25)
и
Масса цилиндра будет минимальной, если выбрать материал,
обладающий максимальным значением удельной жесткости
Аналогичные соотношения можно получить, анализируя иные схемы
нагружения конструкции. Сравнивая материалы по удельным характе-
ристикам, необходимо всегда учитывать влияние температуры на проч-
ностные и жесткостные свойства материала (рис. 1.26). Эффективность
применения материала оценивается коэффициентом , равным отно-
шению удельной характеристики рассматриваемого материала у к
мат
значению этой характеристики для материала, рассматриваемого как
Рнс. 1.26. Влияние температуры
на предел прочности материала:
1 — стеклопластик; 2 — боропла-
стнк; 3 — сплав АМгб; 4 — сплав
1201; 5 — сплав АБМ1
эталонный, например, у , т.е.
А1
‘й., = \ЛаГ <L26>
где под 7 понимаются удель-
мат
пая прочность, удельная жест-
кость при центральном сжатии,
сдвиге и т.д.
Относительно остальных требо-
ваний необходимо сделать сле-
дующие замечания.
Требование свариваемости ма-
териалов играет определяющую
роль, когда рассматриваются
герметичные конструкции (топлив-
ные баки, герметичные приборные
отсеки). В общем случае сва-
42
риваемость материала учитывается коэффициентом сварного шва,
равного отношению предела прочности на растяжение материала в
сварном шве асв к пределу прочности материала вдали от шва, т.е.
k = осв/о . Хорошо сваривающиеся материалы имеют k
св. ш в в св. ш
близкий к 1, плохо сваривающиеся материалы характеризуются
небольшим значением k
СВ.Ш
Пластические свойства материалов влияют на возможность их
использования с целью получения конструктивного элемента требуемой
формы или вызывают необходимость использования специальной техно-
логии. Например, отожженный материал АМгбМ характеризуется высоки-
ми пластическими свойствами, что позволяет использовать его для
изготовления, например, днищ топливных баков. В то же время этот
материал обладает низким пределом текучести а0 2 = 160... 160 МПа.
Наторгованный материал АМгбН имеет а0 2 = 280 МПа, но обладает
плохими пластическими свойствами, не позволяющими изготавливать
днища.
Антикоррозионные свойства материала характеризуют его эксплуа-
тационные свойства: стойкость в атмосферных условиях или в усло-
виях контакта с топливом. В общем случае требуемые антикоррозион-
ные свойства материала могут быть обеспечены нанесением покрытий,
специальной поверхностной обработкой, что вызывает усложнение тех-
нологии изготовления конструкции и снижение ее эксплуатационной
надежности.
Требование низкой стоимости материала является важным, но
находящимся в определенном противоречии с другими требованиями,
например невысокой плотностью материала и высокими прочностными
свойствами. Дело в том, что использование легких и высокопрочных
материалов вызывает облегчение конструкции и, как следствие,
увеличение массы полезной нагрузки или улучшение других тактико-
технических характеристик аппарата. Поэтому увеличение цены
используемых конструкционных материалов может оказать самое
различное влияние на стоимость изделия или всей системы в целом.
Остановимся на особенностях конструктивного и технологического
применения некоторых материалов.
Магниевые сплавы (р = 1760...2000 кг/м3, Е = 4,1‘1О10 Па,
^раб довольно широко применяют в ракетной и космической
технике. Обладая высокими удельными прочностными и жесткостными
43
характеристиками, хорошо свариваясь (k = 0,8 для МА2-1),
магниевые сплавы характеризуются относительно низкой коррозионной
стойкостью. Исследования показали, что покрытия, нанесенные по
оксидной пленке, обладают высокими защитными свойствами.
В распоряжении конструктора имеется большое число литейных
(МЛ5, МЛ12 и т.д. а = 220.. .230 МПа), деформируемых (МА2-1, МА2 и
т.д. а, = 250...260 МПа) сплавов, используемых для получения
прессованных и штампованных деталей (МА5, ВМ65-1 и т.д. а =
В
= 280...320 МПа). При средней рабочей температуре сплавов 125 °C
можно указать жаропрочные сплавы МЛ14 и МЛ 13,
обладающие значительно большими рабочими температурами (Г
раб
- 400...500 °C).
з
Алюминиевые сплавы (р = 2700...2900 кг/м , Е = 70 ГПа) состав-
ляют большую группу конструкционных материалов, используемых в
самых различных конструкциях отсеков и агрегатов ЛА.
Можно условно выделить следующие группы алюминиевых сплавов:
деформируемые сплавы (АМц, АМгб, 1201, Д16, Д20, В95, АК6...),
используемые для получения профилей, труб, листов, проволоки,
штамповки, поковки и др;
литейные сплавы (АЛ2, АЛ4, ВАЛ1...);
спеченные сплавы (Г^б = 300...550 °C). Последние получают
путем прессования и спекания алюминиевого порошка (материалы
САП-1, -2 и т.д.) или спеканием порошка алюминиевых сплавов
(САС-Д16, САС-В96 и т.д.).
Полученные материалы характеризуются в первую очередь более вы-
сокой, чем исходный материал, прочностью при высоких температурах.
Кроме того, эти материалы хорошо свариваются и обладают высокой
коррозионной стойкостью.
Композиционные материалы на основе алюминия упрочняются волок-
нами (А1 О , SiC, С, В и т.д.) или порошкообразными компонентами
л «5
(тугоплавкие окислы, карбиды, нитриды, бориды).
Примером такого материала может служить материал ВКА-1,
содержащий примерно 50 % волокон бора (ф 100 мкм). Плотность
3 2
материала р = 2650 кг/м , при этом а „ о = 1000... 1200 Н/мм ,
в. 20 С
о % = 600 Н/мм2.
в, 400 С
44
На практике нашли применение следующие материалы:
АМгб, 1201 и 1420 - для изготовления корпусов топливных
отсеков:
Д16, Д20, В95 - для изготовления корпусов сухих отсеков.
Следует отметить, что при криогенных температурах могут быть
использованы сплавы АКб, Д1б до 20 К и В95 до 200 К.
Титановые сплавы (р = 4500...4800 кг/м3, Е = 115... 120 ГПа)
характеризуются высокой механической прочностью, теплостойкостью
(Г 500 °C) и высокой коррозионной стойкостью. Характерной
раб
особенностью титановых сплавов является низкая теплопроводность,
что позволяет использовать материал в конструкции ’’тепловых
мостов”. Материал хорошо сваривается (k& = 0,95...0,97).
В то же время материал характеризуется относительно плохими
технологическими свойствами (склонность к образованию трещин в
сварных швах, низкая пластичность в холодном состоянии) и неодно-
родностью свойств по направлениям.
Некоторые из титановых сплавов (ВТб кт) могут быть рекомендова-
ны в конструкции криогенного бака.
Бериллий и бериллиевые сплавы. Применение бериллиевых сплавов
стало возможным благодаря развитию порошковой металлургии.
Характеризуя их применение, следует отметить:
хорошую совместимость со сталями по температурному коэффициенту
линейного расширения (для Be /Зц = 9,1’10 6 1/К, =
= 12,6-10 6 1/К), хотя они и обладают некоторой анизотропией
свойств:
относительно высокие механические свойства, которые однако в
значительной степени зависят от метода изготовления заготовки,
режима термообработки;
коррозионную стойкость материала.
В окислительной среде на поверхности бериллия образуется окис-
ная пленка, защищающая материал от окисления до температуры
700 С, а во влажной среде - до 600 С.
Кроме того, рассматриваемые материалы характеризуются уникаль-
ными теплофизическими свойствами (высокой теплоемкостью и тепло-
проводностью).
Применение материалов ограничено:
из-за токсичности материала (главным образом пары и пыль), что
вызывает необходимость создания специальных технологических про-
цессов обработки;
45
высоких стоимостных характеристик;
склонности материала к хрупкому разрушению и чувствительности к
различным концентраторам напряжений.
На практике получила распространение композиция Ве-Al (сплавы
АБМ1).
Композиционные материалы (КМ) получили широкое распространение
и успешно применяются во многих отраслях машиностроения, что
объясняется возможностью сочетания различных по своим свойствам
компонентов с целью получения материала, удовлетворяющего предъяв-
ляемым требованиям.
Композиционный материал представляет собой объемное сочетание
химически разнородных компонентов с четко выраженной границей раз-
дела. В качестве армирующих наполнителей используют углеродные,
стеклянные, борные и органические волокна, которые отличаются вы-
сокими значениями удельной прочности и жесткости. Матрицей (свя-
зующим) композиции служат полимерные (фенолформальдегидные,
кремнийорганические, полиэфирные, эпоксидные и полиамидные смолы)
и металлические (алюминий и алюминиевые сплавы) материалы.
Ориентируя волокна в матрице различным образом, можно получить
КМ, обладающий требуемой анизотропией свойств по направлениям,
наиболее соответствующим напряженному состоянию в материале.
Основными факторами тормозящими внедрение КМ, являются недоста-
точная надежность и высокая стоимость.
Снижение прочностных свойств КМ связано с чувствительностью ма-
териалов к концентраторам напряжений и склонностью к интенсивному
влагопоглощению. Современные материалы характеризуются значитель-
ным разбросом значений прочностных характеристик, обусловленным
наличием большого числа исходных компонентов, несовершенством и
отклонениями в технологии изготовления конструктивных элементов.
Краткий анализ материалов, применяемых при проектировании ра-
кетных конструкций, показывает, что в распоряжении конструктора
имеется достаточно материалов, обладающих не только высокими проч-
ностными, жесткостными свойствами, но и разнообразным сочетанием
теплофизических, технологических и эксплуатационных свойств.
1.6. РОЛЬ ИСПЫТАНИЙ
В ПРОЦЕССЕ СОЗДАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
Современные летательные аппараты являются сложными и дорого-
стоящими инженерными конструкциями, эффективность использования
которых во многом определяется их надежностью.
46
Обеспечение надежности в процессе создания ЛА заключается в
выявлении и устранении допущенных при разработке причин, приводя-
щих к отказам, а также в организации условий производства и
эксплуатации ЛА, которые исключили бы появление новых причин отка-
зов. Таким образом, отказы в функционировании ЛА и его элементов
связаны с ошибками проектно-конструкторских разработок, технологии
изготовления и эксплуатации.
Устранение ошибок и недоработок проектно-конструкторского ха-
рактера осуществляется в процессе различных испытаний агрегатов и
систем, отсеков и ракетных блоков ЛА.
Экспериментальная отработка полностью собранного аппарата в
ходе летно-конструкторских испытаний (ЛКИ) является наиболее
информативной операцией, но и наиболее дорогостоящей. Поэтому ЛКИ
дополняются большим объемом наземных комплексных и автономных
испытаний отдельных узлов, агрегатов, отсеков ЛА. Причем эти
испытания выполняются на всех этапах разработки конструкции и
конструкторской документации.
Экспериментальные исследования и отработка конструкций имеют
своей целью разработку и уточнение методик расчета, их эксперимен-
тальное подтверждение. Эти исследования обычно выполняются на мо-
делях в широком диапазоне варьируемых параметров конструкции. Мо-
дели изготавливают в уменьшенном масштабе, конструктивно подобными
натурной конструкции. Элементы, не существенные для прочности и
жесткости, не воспроизводятся.
Указанные испытания нужны при разработке и внедрении новых
конструктивно-силовых схем, конструкционных материалов, технологи-
ческих процессов и т.д.
В результате экспериментальных исследований подтверждаются фак-
тические характеристики и работоспособность отсеков и агрегатов.
Обязательным условием при испытаниях конструкций является обеспе-
чение реальных условий заделки торцов. В экспериментальной сборке
должны быть установлены все конструктивные элементы, влияющие на
прочность и жесткость (приварные элементы, местные вырезы, конст-
руктивные надстройки). Данная группа исследований включает стати-
ческие и динамические испытания отдельных узлов, агрегатов и отсе-
ков, испытания теплоизоляционных и теплозащитных покрытий.
В процессе статических испытаний:
определяют истинные значения прочностных и жесткостных характе-
ристик с учетом всех особенностей конструкции, технологии и ма-
териалов;
подтверждают принятые в расчетах значения коэффициентов без-
опасности и результаты расчета напряженного состояния и жесткости
47
конструкции при эксплуатационных нагрузках или указывают на оши-
бочность используемых в конструкции узлов и агрегатов решений;
выявляют на основании анализа результатов разрушающих испытаний
истинные причины разрушения конструктивных элементов;
выявляют в результате анализа напряженного состояния и деформа-
ций элементы и узлы недостаточной и избыточной прочности.
Динамические испытания проводят для различных конструктивных
элементов с целью получения значений обобщенной жесткости и коэф-
фициентов демпфирования, проверки усталостной прочности, исследо-
вания поведения конструкций в условиях нестационарного нагружения.
В результате выполненного комплекса исследований уточняется
конструктивное исполнение, корректируется конструкторская докумен-
тация, определяются фактические значения массовых характеристик
отсеков и агрегатов и дополняются или изменяются требования к
производству.
После завершения разработки конструкторской документации про-
должают экспериментальную отработку конструкций ЛА и технологии их
производства. Для этого изготавливают определенное число натурных
отсеков и агрегатов для прочностных испытаний, отработки техноло-
гии, проверки отдельных систем на функционирование и т.д. Задачи
отработки на этом этапе те же, что и на предшествующем, но носят
контрольный характер (конструкторско-доводочные испытания - КДИ).
По результатам КДИ вносят изменения в конструкторскую документа-
цию, корректируют характеристики отсеков и PH в целом, уточняют
технологическую документацию на изготовление летных образцов PH.
Летно-конструкторские испытания (ЛКИ) - завершающий этап созда-
ния ракеты-носителя, на котором окончательно устраняют все недора-
ботки и уточняют тактико-технические характеристики PH. Анализ
данных ЛКИ не только подтверждает правильность принятых решений и
выявляет слабые места, но и оценивает резервы, заложенные на пред-
шествующих этапах работы.
В условиях серийного производства качество изготовления конст-
рукций обеспечивается выполнением требований чертежа. Однако пря-
мой контроль не всегда возможен или он весьма затруднен. Кроме
того, в процессе изготовления агрегатов и отсеков возможны скрытые
дефекты в результате воздействий, не оговоренных технологическим
процессом.
Поэтому для ответственных и сильно нагруженных узлов и отсеков
в процессе их изготовления предусмотрены методы контроля прочнос-
ти: опрессовка каждого отсека и контрольно-выборочные испытания до
разрушения узла или отсека.
Опрессовочные испытания характеризуют работоспособность конст-
48
рукпии без ее разрушения при нагрузке, несколько превышающей
эксплуатационную ра, р = (1,15... 1,25) рэ - давление гидро-
опрессовки герметичных отсеков (приборных отсеков, топливных
баков).
При контрольно-выборочных испытаниях (КВИ) отдельные экземпляры
узлов (отсеков) доводятся до разрушения, поэтому при этих испыта-
ниях можно оценить запас прочности. КВИ не являются непосредствен-
ной проверкой прочности каждого конструктивного элемента, но они
гарантируют, что при стабильном технологическом процессе коэффи-
циент безопасности, заложенный в конструкции, будет реализован.
Различают контрольно-выборочные испытания от партии, периодические
и установочные.
Испытанием от партии подвергаются отдельные детали и простые
сборки (болты, тяги и т.д.) от одной до нескольких штук из партии.
Периодическим испытаниям подвергаются сравнительно сложные
конструктивные элементы (узлы, отсеки) для подтверждения стабиль-
ности технологического процесса во времени.
Установочные КВИ проводят в том случае, когда производство
изделия возобновляется после продолжительного перерыва, после
принципиальных изменений технологии изготовления, а также если
изготовление конструкции осуществляется по документации и техноло-
гическим процессам, освоенным на другом предприятии.
Г л а в а 2
НАГРУЗКИ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА РАКЕТУ-НОСИТЕЛЬ
2.1. КЛАССИФИКАЦИЯ И РАСЧЕТ ВНЕШНИХ НАГРУЗОК
Чтобы рассчитать отдельные элементы конструкции PH на проч-
ность, необходимо определить их нагружение. Нагрузки, действующие
на ракету, можно разделить на две категории: нагрузки, действующие
в полете, и нагрузки, действующие при наземной эксплуатации. Рас-
четными для корпуса носителя являются полетные нагрузки. Расчет на
прочность при наземной эксплуатации PH, как правило, является
проверочным для исключения чрезмерных нагрузок на элементы конст-
рукции PH при наземной эксплуатации посредством специальных меро-
приятий, предусматриваемых в агрегатах наземного оборудования.
На активном участке полета на PH действуют: тяга двигателя Р,
Рис. 2.1. Схема сил, действующих
на PH в полете
Управляющие силы создаются
управляющие силы R*, R^, сила
тяжести G, аэродинамические си-
лы: Ха - лобовое сопротивление
и У - подъемная сила (рис.2.1).
а
Аэродинамические силы показаны
в проекциях на оси скоростной
системы координат ОхРав-
нодействующая аэродинамических
сил приложена в центре давления
PH. Тяга двигателя направлена
по оси PH в сторону, проти-
воположную направлению оси Ох
связанной системы координат Оху.
органами управления, в качестве ко-
торых могут использоваться газоструйные и воздушные рули, поворот-
ные камеры, рулевые двигатели.
Сила тяжести G направлена по вектору ускорения свободного паде-
ния и приложена в центре масс PH.
Величины рассмотренных сил определяются условиями окружающей
среды, характеристиками PH и параметрами его движения.
Сила тяжести PH в процессе полета определяется по формуле
t
G(t) = mQgQ - J g(t) m it) di,
o
где mQ - начальная масса PH; m(t) - массовый расход топлива.
Тяга двигателя может быть рассчитана по соотношению
р - Р<, • Vo -
где - тяга двигателя на уровне моря; - площадь выходного
сечения сопла; р& - атмосферное давление на уровне моря; р^ -
атмосферное давление на высоте Н.
Аэродинамические силы определяются в основном формой PH и
условиями ее полета: плотностью атмосферы р, скоростью движения V,
углом атаки а.
При исследовании динамики полета обычно рассматриваются состав-
ляющие аэродинамических сил в скоростной системе координат
50
X = qSc ;
a * x
a
Y = qSca a,
a y
3a
где с - коэффициент лобового сопротивления; ca - производная по
ха уа
углу атаки от коэффициента аэродинамической подъемной силы; q =
2
= pV /2 - скоростной напор; S - характерная площадь PH (обычно
площадь миделева сечения корпуса).
При расчете используются распределенные по корпусу PH аэродина-
мические нагрузки. При этом аэродинамическую силу разлагают по
осям связанной системы координат:
Х(х) = qS j dx;
О
x * a
r be
Y(x) = qSa j
0
dx,
где x - координата расчетного сечения.
Производные де (х)/Ьх и Ьса(х)/Ьх определяются расчетным путем
х у
и в дальнейшем уточняются путем продувок моделей PH в аэродинами-
ческих трубах.
В полете на PH могут действовать ветровые нагрузки. Действие
ветра на PH в полете сводится к изменению величины и направления
вектора ее скорости. Если составляющая скорости ветра в
направлении оси О равна W, то изменение угла атаки будет Да =
= w/v. У
По характеру распределения все внешние силы можно разделить на
поверхностные и объемные.
К поверхностным силам относятся аэродинамические силы, тяга и
другие силы, распределенные по поверхности конструкции.
51
Объемные или массовые силы распределены по объему аппарата. К
ним относятся сила тяжести и инерционные силы. Практически удобно
инерционную силу рассматривать совместно с силой тяжести, харак-
теризуя их суммарные значения некоторым вектором л, называемым
вектором перегрузки. По величине вектор перегрузки равен отношению
полного ускорения, которое получила бы PH вне поля земного тяготе-
ния под действием внешних поверхностных сил, к ускорению силы
тяжести. Направление действия этой перегрузки противоположно на-
правлению полного ускорения. Осевые и поперечные перегрузки центра
масс PH определяются по соотношениям
О
л
х
Р-Х-R
_____х
G
G
О
л
У
Перегрузки в других точках оси PH будут отличаться от л , л
х у
дополнительными слагаемыми, обусловленными угловыми скоростями и
угловыми ускорениями колебательного движения аппарата вокруг
центра масс:
0
= л
х
д2х
+ ---- •
80
дх
+ ---
g0
- соответственно угловая скорость и угловое ускорение;
л
х
о
= л
У
п
У
где д, &
х - расстояние от центра масс PH до расчетного сечения.
Кроме перечисленных выше нагрузок при расчете корпуса PH на
прочность необходимо учитывать давление (внешнее и внутреннее).
Полное давление в произвольном сечении бака определяется по
формуле
где р - давление газа наддува; р - плотность компонента
над
топлива; h - высота уровня жидкости над рассматриваемым сечением
бака.
По характеру изменения во времени все внешние силы можно
разделить на два класса: статически действующие и динамически
действующие.
52
К первому классу относятся медленноизменяющиеся силы. Ко второ-
му классу быстроизменяюшиеся силы, когда время действия силы соиз-
меримо с периодом свободных колебаний конструкций. При воздействии
динамических нагрузок в корпусе PH возникают упругие колебания.
Примером динамических сил является изменение тяги в период запуска
и выключения двигателя. К числу статических сил можно отнести силу
тяжести или тягу на маршевом режиме работы двигательной установки,
которые являются медленноменяюшимися функциями времени. Методы
расчета статического и динамического нагружения PH рассмотрены в
разд. 2.2.
Силы, действующие на PH в различных условиях эксплуатации,
могут быть программными и случайными. Программные нагрузки соот-
ветствуют движению ракеты по номинальной траектории, определяемой
в ходе баллистического расчета, когда считается, что параметры PH
и системы управления имеют номинальные значения, а параметры атмо-
сферы соответствуют СА (стандартной атмосфере). Все те факторы,
которые в ходе баллистического расчета не учитываются и вызывают
отклонение действительного движения от программного, рассматрива-
ются как возмущения. Например, к возмущающим факторам относятся
ветровые воздействия и отклонения параметров PH и ее двигателей
(массы PH, тяги двигателей, секундного расхода топлива и др.) от
номинальных значений. Эти факторы, а также производственные
погрешности вызывают появление случайных возмущающих сил и
моментов.
В расчетах на прочность наиболее существенными случайными на-
грузками являются поперечные нагрузки от действия порыва ветра.
Особое место при рассмотрении случайных воздействий занимает
также анализ вибрационного нагружения конструкции PH. Учет случай-
ной природы возмущающих воздействий требует использования для ана-
лиза нагружения вероятностного подхода. При этом подходе каждому
значению нагрузки ставится в соответствие вероятность ее появле-
ния. В частности, для нормального закона распределения вероятность
непревышения заданной нагрузки N определяется выражением
зад
А N - т.,
Р {N < N } = F ------------------— ,
зад 1 I ffJV
где т^, Оц - соответственно математическое ожидание и среднеквад-
Ратическое отклонение нагрузки )V; F*{...} - функция нормированного
нормального распределения.
. 53
2.2. ВНУТРЕННИЕ СИЛОВЫЕ ФАКТОРЫ
Знание внешних нагрузок, действующих на PH, позволяет перейти к
определению внутренних усилий, возникающих в несущих элементах
конструкции. К внутренним силовым факторам,, определяющим нагруже-
ние конструкции, относятся: продольная и поперечная силы и изги-
бающий момент. Методы расчета внутренних силовых факторов сущест-
венно зависят от характера нагружения PH (статистического или ди-
намического).
При статическом нагружении PH внутренние силовые факторы могут
быть получены из условия динамического равновесия всех сил, дейст-
вующих на PH. В каждый момент времени система всех сил, приложен-
ных к PH (поверхностных и объемных), находится в равновесии. Это
означает, что вектор равнодействующей объемных сил равен по вели-
чине и противоположен по направлению вектору равнодействующей всех
поверхностных сил. Это следствие принципа Даламбера позволяет
просто решать задачи, связанные с расчетами на прочность PH. Дей-
ствительно, выражения для внутренних силовых факторов могут быть
получены из условия равновесия отсеченной части PH:
х х х
N(x) = J qx(x)dx ♦ J m(x)gxdx - J m(x)/*(x)dx + ANix^}-,
oo о
X X X
Qy(x) = J qy(x)dx < 0 h m(x}«udx ~ m(x)j (x)dx-, J у J JF 0 0
xx x
Qz(x) = J q^xjdx + J m(x)gzdx - J m(x)/z(x)dx;
oo о
(2.1)
x
My(x) = J Qy(x}dx;
о
X
M (x) = f Q (x}dx;
z J z
о
54
координат О , О , О ; т(х) -
х у z
j*, ly, ]‘z - проекции ускорения
на оси связанной системы коорди-
где Ях(х), ЯуМ, - проекции распределенной поверхностной
силы на оси связанной системы
погонная масса PH; g*. g^, g?
силы тяжести и полного ускорения
пат О*, Оу, О %, AN(x) - дополнительное осевое усилие, обусловлен-
ное избыточным газовым давлением внутри отсека.
Проекции полного ускорения j , j и / в общем случае могут
х у X
быть выражены через ускорение центра масс и угловое ускорение PH
/ = /, * - х);
X X ц.м ц.м
j = j + д(х - х);
'у 'у ц.м ц.м
L = L * ф(х - х},
Z Z ц.м ц.м
где д, ф - соответственно углы тангажа и рыскания ракеты; х
ц.м
х - расстояние от теоретической вершины соответственно до центра
масс и расчетного сечения ракеты.
Заметим, что при х = I значения внутренних силовых факторов
должны равняться нулю, так как концы ракеты-носителя при ее
движении по траектории остаются свободными.
При проведении расчетов выражения для внутренних силовых факто-
ров, как правило, приводят к виду
ЛЦх) = N (х) * N (х) - Ар S(x);
а, X м, X над
Qd(x) = Q (х) * Q (х);
у а, у м, у
Q (х) = Q (х) * Q (х).
Z a, Z м, Z
где М , Q , Q - соответственно продольные и поперечные
й» X й> й» X
поверхностные силы; N , Q , Q - продольные и поперечные
м» X м, Mj X
массовые силы, причем
55
X
N* x = J gxnx(x)m(x)dx-,
о
x
Я,, у = f &ynyMm{x)dx-,
о
X
Q = gn(x)m(x)dx;
M, z J z z
0
S(x) - площадь миделева сечения корпуса в сечении х; Ар -
над
избыточное газовое давление внутри отсека в том же сечении
корпуса.
Типичная эпюра осевых сил для PH с ЖДР представлена на рис. 2.2.
Как видно из рисунка, в сечении Ь - Ь эпюра имеет скачок на
величину тяги Р. Кроме того, скачки наблюдаются в районе распорных
шпангоутов задних днищ. Это объясняется тем, что топливо не
скреплено с оболочкой бака и осевые усилия от давления жидкости
воспринимаются задними днищами. На рисунке пунктиром показана
также эпюра с учетом разгрузки стенок баков за счет давления
наддува (ДА/ = р F_).
над о
На рис. 2.3 показаны эпюры перерезывающих сил и изгибающих
моментов двухступенчатого PH с ЖРД. При построении эпюр необходимо
обращать внимание на выполнение граничных условий. Например, в
случае приложения управляющей силы R^ на конце PH должны
выполняться равенства
Q = Ry, М = 0.
Кроме того, максимум (минимум) изгибающего момента должен
совпадать с нулевым значением перерезывающей силы.
Динамическое нагружение PH возникает в определенные отрезки
времени, характеризующиеся воздействием тех или иных возмущающих
факторов. Так, продольные колебания вызываются быстрыми изменения-
ми осевой нагрузки, такими, например, как нарастание или спад тяги
двигателя, нагрузками при разделении ступеней и т.д. В полете
изгибные колебания могут быть вызваны атмосферной турбулентностью,
толчками при разделении ступеней, автоколебаниями системы управле-
56
Нормальная аэродинамическая нагрузка
Л до*
Г”
Распределенная осевая нагрузка от массовых сил /т 111 H i i । । । । —-----------
9оП,т(х) (условно принято m(x)=const) Гл„п Л
л л л сосредоточенная нагрузка от массовых сил
2.2. Эпюра осевых усилий для PH с ЖРД Рис. 2.3. Эпюра перерезывающих сил и
бающих моментов, действующих в корпусе PH
i
57
ния и рядом других факторов. Поэтому в дальнейшем при анализе
динамического нагружения будем предполагать, что в какой-то момент
времени t = на PH подействовало динамическое возмущение. При
этом статические нагрузки, имевшие место к моменту появления дина-
мического нагружения, будут определять некоторые начальные условия
при динамическом расчете. При действии динамических нагрузок в
корпусе PH возникают упругие колебания. При прочностных расчетах
обычно рассматривают продольные и поперечные колебания PH. Проана-
лизируем каждое из них в отдельности.
Уравнение, описывающее поперечные колебания конструкции корпуса
PH, как известно, можно представить в виде
а2
Эх2
а2
Е/(х) ^-у-
Эх
я2
+ т(х) = д (х, t);
Ы2 2
(2.2)
при граничных условиях (х » 0; х = /)
а2
=0;
Эх2
а э2ы
-— EJ —
Эх *2
Эх
= 0;
И начальных условиях
щ(х, 0) = <р(х); о>'(х, 0) = V0(x).
При решении задачи будем считать, что внешняя поверхностная
нагрузка gv(x, /) не зависит от упругой деформации конструкции PH.
Поэтому в дальнейшем величина д_(х, /) может быть разбита на две
2л
составляющие:
g (х, t) = q (х, 0 + g (х, t), (2.3)
2л I 2
где д^х, 0 - статическая поверхностная погонная нагрузка; д2(х>
t) - поверхностная погонная нагрузка, действующая на PH в процессе
динамического воздействия.
Согласно принятому выше допущению внешние нагрузки, входящие в
q^ и д2> могут быть найдены, исходя из рассмотрения движения PH
как абсолютно твердого тела. Остановимся теперь кратко на началь-
ных и граничных условиях. Граничные условия характеризуют равенст-
во нулю на концах свободной балки изгибающих моментов и перерезы-
вающих сил.
58
Начальное смещение <р(х)
(рис. 2.4) будет определяться ста-
тическим прогибом, обусловлен-
ным инерционными силами и нагруз-
кой q^x, t), а величина VQ(x)
Рис. 2.4. Система координат,
принятая при анализе упругих
колебаний корпуса PH
характеризует скорость движения
pH как твердого тела в начальный
момент времени:
V» J.
где yQ(t) - характеризует собственное движение центра масс PH, а
у^Пх ~ Хц м} ~ и^Р01 “ЖРУ1" центра масс.
Будем искать решение задачи в виде
щ(х, /) = и^х, 0 ♦ «2(х, /).
где и (х, 0 = у>(х ) + у At) + у At)(X - х ); и (х, t) -
1 101 ц.м 2
решение, отвечающее уравнению
*2 г Э и т ди
iEJ(x) * m(x) = q(х. t) (2.4)
Эх2 L Эх2 J ЭГ 2
при нулевых начальных и граничных условиях.
Покажем, что общее решение + и % будет отвечать исходному
уравнению и требуемым начальным и граничным условиям. Подставим
решение + и% в уравнение (2.2)
а2
~~ EJ(x)
дх1
Л
Ъих
Эх2
-2
Э
* т(х) ~Г
дг
а2
* ~~ EJ(x)
дх1
~2
3 “2
Эх2
ЭЧ
* m(x) —— = q (х, t) + q (х, t).
ЪГ 1 2
Отсюда, учитывая условие (2.4), получим
п г -12 Ji
а2 ° “1 & и\
~ Е1(х) —J- * т(х) -J- = q (х, t).
Эх2 Эх2 Ы2 1
59
или
а2
Ц-
Эх
Э%>(х)
. 2
Эх
+ тЫ b'o Хц J ] = q^x, i).
Интегрируя, найдем
2 Х Х
EJ(x) = J J {^(х, Г) - т(х) ♦
Ьх о о
♦ у"(х - х >11 dxdx - М (х).
1 Ц.М *) ст 1
(2.5)
Таким образом, мы пришли к уравнению изогнутой оси корпуса,
которое согласно условию удовлетворяется для функции <?(х) при
нулевых граничных условиях. Очевидно, функция и^(х , /) будет
удовлетворять также начальным условиям
и^х, 0) = <?(х); uj(x, 0) = VQ(x).
Таким образом, решение со(х, /) = и (х, /) + и (х, /) удовлет-
1 л>
воряет уравнению (2.2) и требуемым граничным и начальным условиям.
Следовательно, задача динамического расчета свелась к решению
уравнения
Э2 ( s\ а\
^-r- EJ(x) -f- ♦ т(х) —= о (х, Г) (2.6)
Эх2 1 Эх2 ЭГ 2
при нулевых начальных и граничных условиях.
Решение рассмотренного уравнения может быть получено методом
разделения переменных, согласно которому значение «^(х, О
представляется в виде
оо
и (х, /) = S S X (х),
2 , Л Л
Л= 1
где X (х) - собственные функции, являющиеся решениями уравнений
л
^2 <?Х
^-г-ЕЦх) - т(х)о>Х(х) = 0, л = 1, 2, ...
dx2 dx2 ПП
60
при граничных условиях (х = 0; х( = Г)
Л.
, 2
dx
<?Х (х)
£J(x) —5—
dx*
3 0.
(2.7)
функции времени S^(0 должны удовлетворять дифференциальному
уравнению
3"(0 * 2ft S'(t) ♦ <Л«) = H(t), (2.8)
л л л л л л
I
S q (х, t)X (x)dx t
0 ” Г 2
где Н ---------п------------- обобщенная сила, М = т(х)Х (x)dx -
л М л J л
п о
обобщенная масса; Л - коэффициент демпфирования,
л
Значения при которых краевая задача (2.7) имеет решение,
называются собственными значениями. Заметим, что собственное
значение = 0 соответствует движению PH как твердого тела. Таким
образом, с учетом свободного движения решение уравнения (2.6)
можно представить в виде
ujx, t) 3 f(t) ♦ f(t) (X -X )*
2 0 1 ц.м
оо
* S XMSlt).
л-1 п п
(2.9)
В соотношении (2.9) первое слагаемое характеризует движение
Центра масс PH, а второе - поворот вокруг центра масс. Зная реше-
ние уравнения (2.9), можно определить внутренние силовые факторы,
возникающие в сечениях PH.
Можно указать два метода вычисления этих условий: метод переме-
щений и метод перегрузок. Согласно первому методу силовые факторы
в пеперечных сечениях определяются через деформацию по известным
Формулам
61
Mix, i) = ЕЦх) =-^
dx2
(2.10)
Q(x, /) = bM{*- -
bx
Mix, t) = EJix) ♦ s X"(x)Sn(/)E/(x). (2.11)
bx2 л=1
Далее, учитывая соотношение (2.5), получим
оо
Mix, t) = М , * S EJix)X''ix)Sit).
ст 1 . Л Л
Л = 1
(2.12)
Суть метода перегрузок состоит в раздельном вычислении стати-
ческих и динамических усилий. Так, проинтегрировав уравнение
(2.2), получим следующие выражения для внутренних силовых фак-
торов:
Q(x, t) = Q ix, t) - [ mix) Ъ2“(Х' t} -dx-,
о
(2.13)
х х
Mix, t) = М ix, t) - [ [ ni(x)
ст J J
0 0
9
э “'V1 tot,.
3?
где
Q (х, t)
ст
dx;
0
х х
М^(х, t) = J dx J q^ix, t) dx.
0 0
Подставляя в полученные выражения соотношения (2.3; 2.9), имеем
62
X X
Qix, t) = [ qAx, t)dx + [ q Ax, t)dx -
JI J *
о 0
x
- f mix) [ * jf' ix - x{ ц J ] dx -
0
x
- J mix) [ f^it) * f~U)ix - хц J ] dx -
o
(2.14)
x
J mix)
CO
S Xix)S4t)
, n n
dx;
о
x
Mix, t) = j Qix, t) dx.
o
Очевидно, что величина
x
j {- mix) [ y^ + tf'ix ~ \ M) ] * 0 } dx = QCT !
0
характеризует перерезывающую силу, вызванную статическим нагруже-
нием q^ix, f). В привычном виде ее можно записать так:
х
QCT 1 = J [ qi('X> ~ т^0Пу (х’ 1 dx>
О 1
- перегрузка,
обусловленная
воздействием статической нагрузки q
й.
63
Аналогично может быть определена перерезывающая сила, вызванная
нагружением Я^х> t) при рассмотрении PH как твердого тела
х
Q 2 = [ 1 Я/х, t) - m(x)gn (X, t) ] dx, (2.15)
0 2
где
f0(O *
4 ’ g0
Таким образом, окончательно получим
х
Qix, t) = Q - f mix)
CT J
0
oo
2
n~ 1
X S"
dx;
n n
(2.16)
x x
M(x, t) = M^ - J dx J mix)
0 0
где
Q = Q , * Q , M =M * M „
ст ст 1 ст 2 ст ст I ст 2
Рассуждения, аналогичные приведенным выше, можно использовать и
для описания продольных колебаний конструкции ракеты.
2.3. АНАЛИЗ ДИНАМИЧЕСКОГО НАГРУЖЕНИЯ
КОНСТРУКЦИИ РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
Динамическое нагружение во многих случаях определяет потребную
несущую способность элементов конструкции PH. Это приводит к
необходимости проведения динамических расчетов при действии быстро
изменяющихся нагрузок.
Как уже указывалось, колебательные режимы в конструкции могут
возникать: при наземной эксплуатации и предстартовой подготовке,
при запуске и выключении двигателя, действии ветровой нагрузки,
при возникновении автоколебательных режимов, разделении ступеней,
при акустических воздействиях и в других случаях.
64
Рис. 2.5. Результаты исследования нагрузок при летных испытаниях
ракеты "Сатурн-1 В":
Я — конфигурация ракеты "Сатурн-1 В"; б — измеренные изгибающие
моменты в плоскости рыскания в месте расположения крестовины; в —
профиль ветра в плоскости рыскания при запуске
При запуске двигателя необходимо учитывать увеличение сжимающих
усилий в корпусе PH, вызванное возникновением продольных колеба-
ний. При выключении двигателя динамическая нагрузка по модулю не
превышает статических сжимающих усилий и не представляет большой
опасности для элементов конструкции, работающих на сжатие. Однако
растягивающие динамические нагрузки могут оказаться расчетными для
болтовых соединений, используемых в стыковочных узлах корпуса PH.
При действии ветровой нагрузки в конструкции PH возникают
изгибные колебания, которые могут определять несущую способность
корпуса PH. Это утверждение подтверждается результатами летных
испытаний ракеты-носителя ”Сатурн-1В”, представленными на рис.2.5.
Изгибные колебания необходимо учитывать также при разделении сту-
3 - 908 65
пеней, особенно для PH пакетной схемы, автоколебательных режимах
движения PH и в процессе его наземной эксплуатации.
Для удобства расчета динамический характер нагружения учитыва-
ется введением коэффициента динамичности. Коэффициент динамичности
показывает во сколько раз внутренние силовые факторы, возникающие
при динамическом нагружении, больше, чем при статическом. В част-
ности, согласно соотношениям (2.16) получим
J т(х} S j dx
. . Q , p__________________л=1_______________
x = Q = 1 * Q :
CT CT (2.17)
X X , oo
f dx I m(x) I S X 5" I dx
11 „ l . n n )
Значение коэффициента динамичности позволяет достаточно просто
оценивать динамические нагрузки по известным статическим нагруз-
кам. Однако в общем случае оценка коэффициента динамичности по
соотношениям (2.17) оказывается сложной задачей. Тем не менее в
ряде случаев удается получить достаточно простые расчетные сотно-
шения. В частности, при расчете фермы двигательной установки коэф-
фициент динамичности при старте может быть оценен по соотношению
, Т тгт
4=1+ —sin =— ,
д irt Т
где Г - период собственных колебаний
(2.18)
системы двигатель - ферма;
- время выхода двигателя на режим.
Рис. 2.6. Характер изменения
Тяги при запуске двигателя
При выводе соотношения (2.18)
предполагалось, что характер изме-
нения внешней нагрузки имеет вид,
представленный на рис. 2.6.
Достаточно простое соотношение
для оценки коэффициента динамич-
ности получается в случае, когда
внешняя нагрузка является гармо-
нической функцией.
В дальнейшем решим поставленную
задачу, предположив, что обобщенная
66
сила входящая в уравнение (2.8), может быть представлена
в виде
* л'' М
л
При сделанном
представить в ваде
предположении решение уравнения (2.8) можно
1
М
п
=
sin(ut - е) = A sin(col - е),
Г"~2 2~2 ,2 2 ”
Ч (со — со ) ♦ 4л со
п
где
tge =
2ЙСО
2 2
> - со
л
При статическом нагружении силой 1/Мп решение системы запишется
так:
S
СТ
1 „ sinco/ = A sincot
•4 2 СТ
М ш
п п
Таким образом, коэффициент динамичности, показывающий, во
сколько раз амплитудное значение реакции конструкции при динами-
ческом нагружении превышает статическое, будет равен
1
”л
(2.19)
где
со
л
-2.2 -2
со ) ♦ 4? со
л л
; 5= —
со
л
С учетом (2.19)
получим
л
А (О = я А .
Л Л ст
(2.20)
Заметим, что в соотношении (2.19) коэффициент демпфирования
обычно выражают через логарифмический декремент затухания S:
67
Л = ^—Зсо , (2.21)
2я п
А.
где 5 = In -1----, А., А. - амплитуды колебаний i-ro цикла и
Л . I Z+1
Z*1
последующему за ним.
Логарифмический декремент затухания характеризует гашение коле-
баний в конструкции корпуса за счет внутреннего трения, соударения
в зазорах и других факторов.
Для металлических конструкций коэффициент 8 изменяется в диапа-
зоне 0,05...0,15.
С учетом (2.21) выражение для коэффициента динамичности примет
Характер изменения коэффициента динамичности от для различ-
ных % представлен на рис. 2.7. Из графика видно, что для уменьшения
динамической реакции конструкции необходимо либо увеличивать ко-
эффициент демпфирования системы, либо уходить от резонансной час-
тоты путем мероприятий проектно-конструкторского характера.
Полученные результаты могут быть использованы для оценки рабо-
тоспособности элементов конструкции и приборов, подвешенных к кор-
Рис . 2.7. Изменение коэффициента
относительной частоты вынужденных колебаний
динамичности в зависимости от
Рис. 2.8. Расчетная схема системы с одной степенью свободы
68
пусу PH. При этом динамическое воздействие на рассматриваемые эле-
менты вызывается перемещением опорных узлов.
Расчетная схема, соответствующая этому нагружению, представлена
на рис. 2.8. Движение массы т описывается дифференциальным урав-
нением
т(у + s) + ky * су = О, (2.22)
где s(t) - перемещение основания относительно некоторой системы
координат; y(t) - перемещение массы относительно основания; k -
коэффициент пропорциональности между силой сопротивления и
скоростью; с - жесткость пружины.
При записи уравнения предполагалось, что сопротивление движению
пропорционально скорости.
С учетом введенных ранее обозначений уравнение (2.22) можно
представить в виде
•• о..’ 2
У * 2hy + a>Qy = - s,
I с «- , ,
где cOq = ч — - частота собственных колебании системы без демпфи-
рования.
Предполагая, что основание движется по гармоническому закону,
получим
s = ^sinarf;
. 2 . .
S = - sinox.
Согласно результатам, полученным по формуле (2.20), амплитуда
вынужденных колебаний будет равна
(2.23)
"о
Соответственно для ускорения груза получим
\ ‘ vw-
(2.24)
69
Подход, аналогичный представленному выше, может быть исполь-
зован также для оценки вынужденных колебаний балок, вызванных дви-
жением опор. При этом каждому тону колебаний балки можно поставить
в соответствие эквивалентную одномассовую систему (см. рис.2.8),
имеющую собственную частоту колебаний, и приведенную массу, отве-
чающую £-му тону колебаний. При приближенных расчетах, как прави-
ло, ограничиваются рассмотрением первого тона колебаний.
К балочной расчетной схеме можно свести нагружение отдельных
элементов и отсеков PH. Например, антенну космического аппарата в
сложенном состоянии можно рассматривать как балку на подвижном
основании. При этом собственно для балки колебания будут попереч-
ными, хотя они могут быть вызваны движением опор, задаваемыми про-
дольными колебаниями, соответствующими рассматриваемому сечению
корпуса аппарата. В этом случае амплитуду колебаний балки, соот-
ветствующую k-й форме колебаний, можно записать в виде
1
= ^(хМ»
, (2.25)
2
1 " V
2
2
‘k
где Ф^х) - собственная форма колебаний, соответствующая £-му
тону; - частота k-ro тока колебаний; - амплитуда колебаний
сечения корпуса аппарата.
Соответственно для изгибающего момента получим
= е^мал
где J - момент инерции площади поперечного сечения балки.
В дальнейшем воспользуемся полученным результатом для оценки
динамического нагружения корпуса космического., аппарата. Последний
можно рассматривать как консольную балку на подвижной опоре, соот-
ветствующей стыку аппарата с PH.
Предполагая, что опора совершает гармонические колебания,
согласно (2.24), (2.25) получим
2
co
~T
“k}
2
Л
2
70
где А.. - амплитудное значение ускорения, соответствующее £-му
тону колебаний; ^(х) ~ собственная форма k-ro тона колебаний;
л2 - амплитудное значение перегрузки в месте стыка с носителем;
- круговая частота колебаний основания; со^ — собственная частота
k-ro тона колебаний космического аппарата.
Ограничившись первым тоном колебаний и рассматривая точку
приведения в центре масс космического аппарата (>р(х J = 1),
получим
Л = n2Tjf (2.26)
ц.м
В общем случае аппарат может иметь статическую перегрузку л^,
возникшую до начала динамического воздействия. Тогда суммарная
перегрузка центра масс будет равна
"s = "|+ Vr
Подход, рассмотренный выше, может быть использован для анализа
вибронагружения элементов конструкции ракеты-носителя. Как извест-
но, для PH основными источниками вибраций являются двигатель и
атмосферная турбулентность. Вибрации действуют в широком диапазоне
частот от нуля до пяти тысяч герц. Поэтому коэффициент динамичнос-
ти элементов конструкции при действии вибрационной нагрузки будет
всегда принимать максимальное значение, соответствующее резонанс-
ной частоте со,:
к
я
*1 = 7- •
в о
При этом согласно (2.26) вибрационные перегрузки груза п* будут
равны
л = т~л (со,),
В о в к
где л (со,) - вибрационная перегрузка корпуса в месте крепления
в к
Фуза, соответствующая резонансной частоте.
Характер изменения продольной виброперегрузки по частоте может
быть аппроксимирован зависимостью
71
0.46
п (со) = 0,35 т—
в I 2я }
Таким образом, при больших частотах перегрузки могут быть очень
большими. Тем не менее они, как правило, не приводят к разрушению
конструкции ввиду малости перемещений. Действительно, при гармони-
ческих колебаниях амплитуда колебаний элементов может быть оценена
согласно (2.23) по соотношению
л
Л 5 2
со
Отсюда видно, что при больших частотах перемещения, а следова-
тельно, и напряжения будут малы. Однако возникающие напряжения
будут иметь знакопеременный характер, что требует учета снижения
механических свойств материала за счет усталостных явлений. В этом
случае механические свойства материала должны оцениваться по уста-
лостным кривым для числа циклов, рассчитываемого по соотношению
N = Т,
2я
где Г - время воздействия вибрационного нагружения.
2.4. ТЕПЛОВОЕ НАГРУЖЕНИЕ КОРПУСА
Влияние теплового нагружения на конструкцию летательных аппара-
тов может проявляться через изменение механических, теплофизичес-
ких свойств конструкционных материалов и в появлении дополнитель-
ных систем (теплозащитные покрытия, системы терморегулирования),
которые обеспечивают работоспособность конструкции отсека и аппа-
рата в целом. В зависимости от степени указанного влияния прини-
маемые решения могут быть различными.
Величина теплового потока, подводимого из окружающей среды и
определяющего тепловое состояние конструктивного элемента (поле
температуры в объеме элемента), зависит от параметров внешнего
потока (Г^ - температуры, - давления, - скорости) и
характера взаимодействия газового потока и обтекаемой им поверх-
ности отсека. При движении аппарата в атмосфере внешний газовый
поток тормозится вблизи обтекаемой поверхности, температура его
повышается и становится значительно выше температуры поверхности
72
отсека ЛА. Появление указан-
ных высокотемпературных обла-
стей является источником ра-
диационных <7 и конвективных
Р
q тепловых потоков. Посколь-
ку температура заторможенного
газового потока относительно
невелика на большей части
обтекаемой поверхности ЛА,
нагрев определяется величиной
q (рис. 2.9) и лишь в донных
областях ступеней PH тепловое
состояние донного экрана (или
защиты) определяется конвек-
тивными тепловыми потоками от
Рис. 2.9. Конвективный тепловой
поток в критической точке головно-
го обтекателя
внешней газовой среды и излучением
струи газа, истекающей из сопла.
Соотношения конвективного нагрева
Конвективный тепловой поток в практических расчетах определя-
ется формулой Ньютона, которая при скоростях полета, когда хими-
ческие реакции (и в первую очередь диссоциация молекул воздуха)
отсутствуют, имеет вид
q = а (Г - Т ),
ук • Г W
(2.27)
где а* - коэффициент теплообмена, определяемый при некоторой тем-
пературе Т* и зависящий от режима течения газа в пограничном слое;
- температура поверхности; ♦ r(TQ - Т$) - температура
восстановления.
С учетом зависимостей
“S 2 2
р
температура восстановления будет равна
(у -
_________о
2
Тг-Ч
(2.28)
73
T, vr, M_ - температура, скорость и число Маха на внешней границе
0 0 о
пограничного слоя; Т® - температура заторможенного потока; 7 =
= ~ отношение средних значений удельных теплоемкостей для
интервала температур (Г - Г$); R = R/M - газовая постоянная (/? -
универсальная газовая постоянная; М - молекулярная масса газа).
Теоретическими и экспериментальными исследованиями показано,
что коэффициент восстановления при ламинарном и турбулентном режи-
мах течения определяется через критерий Прандтля:
J Рг -ламинарный режим;
3J Рг - турбулентный режим.
Для воздуха критерий Рг изменяется от 0,75 (при низких темпера-
турах) до 0,65 (при высоких температурах). Для практических расче-
тов рекомендуется использовать среднее значение числа Прандтля и
соответственно = 0,85 и = 0,90; индексы лит соответствуют
ламинарному и турбулентному режимам течения.
При больших скоростях полета и высоких температурах газового
потока термодинамические параметры и кинетические коэффициенты
газа будут зависеть от температуры и изменяться по толщине погра-
ничного слоя. Это влияние можно учесть, если расчет q^ по уравне-
нию (2.27) вести по определяющей температуре Г , т.е. учесть
г = гф = ^(Ргф), a = % = f2(Q, (2.29)
где
Г = 0,5(Г * Г_) ♦ 0,22(Г - Г ).
♦ W 8 Г 8
При расчете величины критерия Прандтля (Рг = дс^/Х) можно восполь-
зоваться следующими приближенными соотношениями:
коэффициент теплоемкости при постоянном давлении
С f 7* 'I
f— = lf-J ^ = 0.1, 7^ = 288 К, с = 1005 Дж/(кг-К);
роо оо
74
коэффициент динамической вязкости
д = 1,79’10 5 Н-с/м2; (2.30)
оо
теплопроводность
X ( т I*
= Пт- к = 0,85, Т =261 К. X = 23,2 Вт/(м К).
X I Т J оо оо
ОО оо
При температурах выше 2000 К (скорость полета > 5...7),
когда газ начинает диссоциировать, указанные характеристики явля-
ются функцией не только температуры, но и давления. В этих усло-
виях конвективный тепловой поток следует определять по уравнению
q = [ —1 (/-/),
\ I с J г w
Р *
(2.31)
ГДе ( ?“) = %
Р *
приведенный коэффициент теплопередачи,
температуры Т*; J? = 11
- энтальпия восстанов-
зависящий от режима течения газа в пограничном слое и определяющий
(Г- им!
_______________________________________о
2
ления; - энтальпия газа при температуре стенки 7^; -
энтальпия газа на внешней границе пограничного слоя (при
температуре TJ.
Используемая при расчетах определяющая температура Г* находится
из известной определяющей энтальпии
J = + * о™, ~ Q (2.32)'
♦ W о г о
и с учетом связи J = J(p, Г), а именно:
1065 Г при Г < 1300 К:
' = .5
11065 Т + [1414 - 31,81п(р-10 )](Г - 1300) при Г < 2000 К,
гДе ] измеряется в Дж/кг, р - в Па, Г - в К.
75
Основная проблема при расчете конвективного теплового потока
заключается в определении коэффициента теплообмена а* (или а*),
величина которого зависит от высоты, и скорости полета, формы и
размеров обтекаемой поверхности, положения расчетной точки на
поверхности, режима течения в пограничном слое.
Коэффициент теплообмена в некоторой точке поверхности равен
_ 2_
, fw 3 , ,, ,
'*1 2 Cp.W
а приведенный коэффициент теплообмена
_ 2
% Рг? W-
(2.33)
(2.34)
Рг
82/
-— - коэффициент, учитывающий сжимаемость
Прандтля при температуре Т^.
где k = ч -------
W w
газа; Рг - число
w
В соотношениях (2.33) и (2.34) коэффициент трения определя-
ется по температуре и зависит от режима течения, а именно:
Cfw
0,664/ *lRe
w
- для ламинарного слоя
0,0592/Re° ’2
(2.35)
- для турбулентного пограничного
слоя
где критерий Рейнольдса
Re —---------- ,
оу д
w
(2.36)
- плотность газа в точке х при температуре поверхности 7^.
Соотношения (2.34)... (2.36) справедливы для безградиентного
течения, т.е. когда рассматривается обтекание пластины. Этими же
соотношениями можно воспользоваться для расчета обтекания тела
произвольной формы, если ввести понятие эффективной длины х и
эфф
определить критерий Re соотношением
76
0 V X
Re = 8 »фф
оу д
W
где
(2.37)
Хэфф
х „ „
г 2е 2е,
S р v.rdx
n W g o
О____О
2е
PW Vo
- длина плоской пластины, на которой при обтекании ее потоком с
постоянными по длине параметрами р и о нарастает такой же
о о
пограничный слой, как и на длине х рассматриваемого тела с
переменными параметрами и р&
0 - плоское течение;
€ =
. 1 - осесимметричное течение.
Соотношение для х можно несколько упростить, используя
эфф
уравнение состояния газа р = pRT и предполагая, что по
поверхности не изменяется, а именно:
(2.38)
Таким образом, зная распределение давления р^(х) и скорости
og(x) на внешней границе пограничного слоя по поверхности тела,
можно определить и значение а* или а*.
Использование в составе ЛА отсеков ферменной конструкции приво-
дит к нарушению непрерывности обтекания отсеков (рис. 2.10). В этом
случае отсек предыдущего РБ будет находиться в спутной струе,
образующейся при срыве потока. Расчет тепловых нагрузок к боковой
поверхности таких отсеков представляет большие трудности и харак-
теризуется значительными погрешностями. Достоверные результаты
могут быть получены экспериментальным путем.
77
II
I
Точка отрыва Точка присоединения
потока патака
Рис. 2.10. Особенности обтекания PH:
/ — граница струн газа; 2 — Х-образиый скачок уплотнения; 3 —
застойная зона; 4 — косые скачки уплотнения
Нагрев в донной области
Достаточно сложная картина нагрева имеет место для элементов
конструкции, располагаемых в донной области (например, на днище
отсека в плоскости С, см. рис.2.10).
При обтекании кормовой части в угловой точке или на некотором
расстоянии от нее происходит отрыв пограничного слоя с возникно-
вением Х-образного скачка уплотнения 2 (в первом приближении его
можно рассматривать как косой скачок). Между струей продуктов
сгорания (/ - условная граница струи) и оторвавшимся от
поверхности отсека ЛА газовым потоком образуется застойная зона
(3) с системой возвратных течений. На некотором расстоянии от
донного среза происходит слипание потоков с образованием косых
скачков уплотнения 4. Температура Ти давление р^ в застойной
зоне определяются не только параметрами внешнего потока и струи из
сопла, но и интенсивностью натекания газа через донный экран,
который, как правило, выполняется негерметичным.
Основные особенности поля течения в донной области и тепловые
нагрузки на донный экран проанализируем на примере PH ”Сатурн-5”,
двигательная установка которого состоит из пяти двигателей. Донный
экран расположен на расстоянии 5,8 м выше выходного сечения сопел.
В течение начального периода работы ДУ (до высоты И ~ 6 км) за
счет эжектирующего эффекта истекающих струй давление на экране
78
Рис. 2.11. Нагрузки, действующие на донную защиту
остается ниже атмосферного (рис.2.11, а). В этот период полета на
днище действует главным образом радиационный тепловой поток от
факелов отдельных двигателей (см. рис.2.11, б).
После достижения некоторой достаточно большой высоты (Н > 9 км)
в результате расширения и взаимодействия струй возникает возврат-
ное течение низкоэнергетической части выхлопных газов по
направлению к экрану. Давление газа в донной области возрастает,
усиливается конвективный нагрев. Такого рода конвективный нагрев
имеет место с момента возникновения возвратного течения и до
окончания работы ДУ, хотя его величина уменьшается в процессе
подъема PH. Следует также отметить, что на высоте свыше 25 км
сильно расширенная струя вызывает отрыв пограничного слоя на
кормовой части боковой поверхности хвостового отсека.
Таким образом, тепловые нагрузки для элементов конструкции
донного экрана и теплозащиты определяются течением газа в донной
области и излучением высокотемпературной струи, истекающей из
сопла.
2.5. РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ НАГРУЖЕНИЯ.
ПОНЯТИЕ О КОЭФФИЦИЕНТЕ БЕЗОПАСНОСТИ
В полете и при наземной эксплуатации корпус PH нагружается ком-
бинацией действующих сил и моментов. Расчет корпуса на прочность
производят для наиболее опасного сочетания действующих на него на-
грузок. Момент появления наиболее опасной с точки зрения прочности
комбинации нагрузок называется расчетным случаем.
В настоящее время для определения расчетных случаев нагружения,
используются методы доминирующей и условной нагрузок.
Сущность первого метода состоит в том, что в качестве расчетно-
го рассматривается напряженное состояние конструкции от комбиниро-
ванного воздействия всех внешних нагрузок в те моменты, когда одна
из составляющих нагрузок достигает своего наибольшего значения.
79
Этот метод прост, однако имеет ряд недостатков. Во-первых, он
не учитывает влияния нагрева на несущую способность конструкции,
во-вторых, не выявляет при комбинированном действии нагрузок наи-
большего приведенного напряжения в конструкции.
Свободным от указанных недостатков является метод условной на-
грузки. Сущность этого метода состоит в том, что в качестве рас-
четного рассматривается случай нагружения конструкции в тот момент
времени, когда своего наибольшего значения достигает некоторая
фиктивная (условная) нагрузка. Величина этой условной нагрузки
учитывает как комбинированное воздействие внешних сил, так и зави-
симость несущей способности конструкции от ее температуры.
Эффект совместного действия продольного усилия, изгибающего
момента и избыточного давления на оболочку корпуса PH можно приб-
лиженно оценить величиной эквивалентного усилия. .
Для сухих отсеков эквивалентное усилие определяют по соотно-
шению
2М
N = N ± , (2.39)
экв К
где N - суммарная осевая сила в данном сечении (сжимающая - со
знаком минус, растягивающая - со знаком плюс); М - суммарный изги-
бающий момент; R - радиус корпуса PH.
Эквивалентное усилие характерно тем, что напряжения сжатия в
сечениях корпуса от этой силы равны суммарным напряжениям от дей-
ствия осевого усилия и изгибающего момента. Эквивалентное усилие
для топливных отсеков PH определяется с учетом разгружения отсека
давлением наддува
/V = N ± * р ttR2.
экв К над
Гидростатическое давление, определяющее окружные напряжения в
обечайке баков, рассчитывается по формуле
Эквивалентное усилие и гидростатическое давление являются опреде-
ляющими нагрузками для расчета обечайки баков.
В общем случае изменение несущей способности корпуса PH вслед-
ствие нагрева можно учесть соответствующей корректировкой величины
эквивалентного усилия, введя некоторый поправочный коэффициент
k{T):
N = N k(T). (2.40)
усл экв
80
Например, если разрушение происходит вследствие уменьшения проч-
ности материала, то поправочный коэффициент равен отношению преде-
ла прочности, соответствующего нормальной температуре, к пределу
прочности при повышенной температуре.
При использовании метода условных нагрузок строят для заранее
намеченных сечений корпуса кривые условных усилий N по времени
усл
полета. Моменты времени с наибольшими значениями этих усилий и
определяют расчетные случаи для рассматриваемых сечений. Место
расположения расчетных сечений определяется конструкцией анализи-
руемого отсека.
Для многих частей конструкции PH можно на основе накопленного
опыта выделить некоторое ограниченное число случаев нагружения,
содержащих искомый расчетный случай. Тем самым можно значительно
сократить объем проектировочных расчетов. К числу основных расчет-
ных случаев относятся следующие: старт PH: максимум скоростного
напора q , максимум осевой перегрузки л* максимум попереч-
ной перегрузки
максимум гидростатического давления, разде-
ление ступеней и т.д.
Следует помнить, что отсеки ракетных блоков испытывают нагруже-
ние не только в полете, но и в процессе производства, при транс-
портировке. Причем по интенсивности оно может быть соизмеримо с
нагружением в полете. Так, транспортировочные перегрузки достигают
значений 2...4.
При выборе расчетных случаев анализируются все ситуации нагру-
жения, но при этом необходимо иметь в виду, что нагружение в поле-
те, на активном участке функционирования должно определять облик
конструкции. Этапы технологических испытаний, предстартовой подго-
товки и наземной эксплуатации следует анализировать на предмет
определения допустимых величин нагрузок и схемы нагружения, уста-
новления режимов эксплуатации. В отдельных случаях оказывается,
что конструктивное решение выбирается на основании нагрузок при
испытании (гидроопрессовке).
Основная трудность проведения расчетов по прочности состоит в
согласовании расчетных данных с фактическими. Фактические значения
внутренних усилий в элементах конструкции и несущая способность
отсеков PH являются случайными функциями или случайными величи-
нами. Поэтому вопрос оценки прочности должен рассматриваться с
вероятностной точки зрения. Оценка прочности должна сводиться к
получению гарантии того, что за время эксплуатации PH предельное
состояние ни разу не будет превышено. В детерминированных расчетах
такая гарантия обеспечивается введением коэффициента безопасности
f. Под коэффициентом безопасности понимают число, большее 1, на
которое следует помножить величину эксплуатационной нагрузки №,
чтобы получить расчетную нагрузку М*:
М* = /№.
Эксплуатационную нагрузку определяют по результатам баллисти-
ческих, аэродинамических и других расчетов. ,
Расчетные нагрузки используются в дальнейшем для проведения
прочностных расчетов.
Таким образом, конструкция рассчитывается на действие увеличен-
ных нагрузок. Эго заведомое увеличение нагрузок за счет введения
коэффициента безопасности сводится в основном к компенсации:
несоответствия между детерминированной формой представления ре-
зультатов расчета на прочность и случайным характером фактических
значений внутренних усилий и несущей способности конструкции;
отклонения расчетной схемы и условий нагружения PH от дейст-
вительных.
Коэффициент безопасности устанавливается на основании опыта
эксплуатации. Понятно, что волевое назначение коэффициентов без-
опасности для вновь создаваемых PH может привести как к избытку
потребной несущей способности, так и, наоборот, к снижению надеж-
ности конструкции.
Естественно, невыгодно создавать конструкции с большими значе-
ниями f: они будут иметь слишком большую массу. В то же время при
заниженных значениях f возможно разрушение элементов конструкции в
реальных условиях эксплуатации. При нормировании величины коэффи-
циента безопасности учитывается назначение конструкции, требуемый
уровень надежности, безопасности эксплуатации, характер нагруже-
ния, физическая природа нагрузки, продолжительность эксплуатации,
способ изготовления и ряд других факторов.
Так, для конструкций с многократным (повторным) нагружением
назначается больший по величине коэффициент безопасности. Для де-
талей резьбовых соединений коэффициент f назначается увеличенным
примерно в 1,25 раза с целью повышения их работоспособности по
сравнению со стыкуемыми элементами.
При проектировании деталей, изготавливаемых литьем, коэффициент
f увеличивают в 1,25...1,4 раза. При использовании прогрессивных
способов литья (например, точное литье) и организации качествен-
ного контроля отливок такое завышение f не требуется.
82
При выборе значения коэффициента безопасности для сжатых эле-
ментов принимаются во внимание факторы технологического характера,
влияющие на несущую способность конструкции (отклонения формы обо-
лочки от теоретического контура, местные несовершенства, связанные
с процессом изготовления сварных швов и т.д.).
Г л а в а 3
КОНСТРУИРОВАНА ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
Топливные отсеки служат для размещения компонентов топлива и в
то же время при несущей схеме составляют большую часть корпуса ра-
кеты-носителя. В связи с этим это, с одной стороны, сложнейшие
агрегаты, призванные обеспечивать надежную работу двигательной
установки, а с другой - корпус аппарата, который, являясь матери-
альной основой PH, обеспечивает ее функционирование как одного це-
лого, определяет конструктивное исполнение и надежность работы
систем и агрегатов. Как агрегаты двигательной установки баки осна-
щены большим числом внутрибаковых устройств, обеспечивающих нор-
мальное функционирование двигательной установки.
3.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
В ракетно-космической технике существует большое разнообразие
конструктивных схем топливных отсеков, которые можно классифициро-
вать по ряду признаков.
По конструктивно-силовой схеме принято различать два основных
типа топливных отсеков: с несущими баками (рис.3.1, о) и с подвес-
ными баками (см. рис.3.1, б).
a f 6
Рис. 3.1. Конструктивно-силовые схемы топливных баков
83
Рис. 3.2. Моноблочные а и миогоблочиые
Находят применение так-
же топливные баки, кото-
рые по конструктивно-си-
ловой схеме занимают
промежуточное положение
между несущими и подвес-
ными (см. рис.3.1, в).
Они сконструированы таким
образом, что только часть
их конструкции включена в
силовую схему корпуса PH.
В зависимости от ком-
поновочной схемы PH при-
нято различать многоблоч-
ные и моноблочные топлив-
б топливные отсеки ные отсеки. Моноблочные
отсеки (рис.3.2, а) могут
иметь как раздельные баки окислителя и горючего, соединенные
проставкой (промежуточным отсеком), так и баки, имеющие общее
(промежуточное) днище. Но в обоих случаях они существуют на всех
этапах жизненного цикла - от сборки на заводе до завершения
функционирования - как один конструктивный бак. По такой схеме
выполнены практически все топливные отсеки PH небольшой
грузоподъемности, а также топливные отсеки 2-й и 3-й ступеней
ракеты-носителя сверхбольшой грузоподъемности ”Сатурн-5”.
Многоблочные топливные отсеки встречаются в основном в PH
большой грузоподъемности (см. рис.3.2, б).
Большое разнообразие топливных баков по формам во многом опре-
деляется требованиями компоновки топливных отсеков в составе PH.
Для нижних ступеней с большим запасом топлива обычно удлинение
разгонных блоков больше, чем для верхних, что предопределяет ци-
линдрические баки (иногда возможны конические, реже сферические).
Для верхних блоков характерно небольшое удлинение и поэтому в ком-
поновке используются такие формы, как тор, сфера ’’чечевица” и т.д.
С целью лучшего использования объема PH применяются не только
топливные отсеки с промежуточными (совмещенными) днищами, а также
баки со сложными формами днищ, в которых двигатель как бы ’’утоп-
лен” в баке.
В зависимости от конструктивного исполнения принято различать
гладкие и подкрепленные баки. Основным силовым элементом гладкого
бака является оболочка, берущая на себя все внешние усилия, а так-
же давление наддува и гидростатическое давление. Такое исполнение
84
характерно для баков верхних ступеней, подвесных баков, баков дви-
гательных установок с вытеснительной системой подачи, т.е. для
баков, в которых преобладающими являются растягивающие нагрузки.
В баках с подкрепленными оболочками для увеличения сопротивляемос-
ти сжимающим нагрузкам предусматривается дополнительный силовой
набор в виде стрингеров, промежуточных шпангоутов и т.д. Целесо-
образность использования подкрепления, в частности, стенок несущих
баков тем больше, чем больше погонные сжимающие усилия, которые
как правило, увеличиваются в многоступенчатых PH от верхних сту-
пеней к нижней.
3.2. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ
ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
В конструктивно-силовую схему баков входят: обечайка, днище,
шпангоуты и узлы крепления. Обечайки представляют собой тонкостен-
ную оболочку, которая по необходимости подкрепляется силовым набо-
ром. Подкрепленные оболочки могут иметь продольный набор в виде
стрингеров и (или) поперечный набор в виде шпангоутов.
Возможно также подкрепление оболочки продольно-поперечным сило-
вым набором. Одной из наиболее распространенных разновидностей та-
кой конструкции, выполненной как единое целое, является вафельная
конструкция.
Основным силовым элементом является оболочка, будь это стенки
бака или днище. Характерной особенностью оболочки как силового
элемента является высокая эффективность при безмоментном нагруже-
нии, особенно если нагружение приводит к растягивающим напряже-
ниям. В этом случае механические свойства материала используются
полностью. При сжатии оболочки потеря ее работоспособности насту-
пает, как правило, при напряжениях, существенно меньших предельных
(определяемых соответствующими механическими свойствами материала)
из-за местной или общей потери устойчивости. Совершенство конст-
рукции в этом случае определяется отношением критического напряже-
ния к предельному, в частности к пределу текучести сткр/ст0 2> и чем
оно больше, тем больше используются механические свойства материа-
ла, тем меньше при прочих равных условиях потребуется конструк-
ционного материала.
К значительному снижению массовой эффективности оболочечных
конструкций приводит появление в них изгибных напряжений, причина-
ми которых является целый ряд обстоятельств. Действительно, сама
85
по себе оболочка существовать не может. Как составную часть конст-
рукции PH ее необходимо соединить со смежными отсеками, транспор-
тировать как отдельный отсек или в составе PH, крепить к ней
элементы других систем и т.д. В результате возникают сосредоточен-
ные нагрузки, а они, как известно, порождают изгибные напряжения.
Причинами появления изгибных напряжений может быть как сама форма
оболочки, так и наличие конструктивных особенностей, вызывающих
нарушение сплошности оболочки (люк - лаз, отверстия под клапаны
и Т.Д.).
Изгибные напряжения при этом развиваются только в малой окрест-
ности от зон возмущения безмоментного состояния и достаточно быст-
ро затухают по мере удаления от них. Для усиления оболочки в этих
местах предусматриваются различные местные усиления (шпангоуты,
накладки и т.д.).
Приведенные соображения объясняют стремление конструкторов к
тонкостенным конструкциям, в которых в результате действия внешних
нагрузок имеют место растягивающие напряжения с минимальным числом
локальных нагрузок, вырезов и т.п. Этому способствует тот факт,
что практически во всех элементах подвесных баков преобладают рас-
тягивающие напряжения (исключения будут рассмотрены ниже). Кроме
того, в баках двигательных установок с вытеснительной подачей рас-
тягивающие силы, порождаемые давлением наддува, значительно превы-
шают сжимающие осевые силы, а в баках верхних ступеней даже при
турбонасосной системе питания из-за малых сжимающих осевых сил
также могут преобладать растягивающие силы давления наддува.
Для того чтобы избежать сжимающих напряжений в цилиндрических и
конических баках, сознательно идут на увеличение давления наддува
(по сравнению с давлением, необходимым для обеспечения работы на-
сосов турбонасосных агрегатов), разгружая таким образом конструк-
цию от сжимающих сил. Однако при этом увеличиваются кольцевые на-
пряжения, определяемые суммарным избыточным давлением, и такая мера
может оказаться неэффективной. Замечено, что увеличение давления
тем менее эффективно, чем больше диаметр бака. В частности, для
баков первых ступеней это наблюдается, начиная уже с диаметров,
равных 2 м.
Примерами баков гладкой конструкции могут служить баки боковых
блоков ракеты-носителя ’’Восток”, а также баки американской ракеты
’’Атлас - Центавр”.
Гладкие конструкции могут быть эффективными и при незначитель-
ных сжимающих напряжениях. Однако по мере увеличения результирую-
щей погонной сжимающей нагрузки все более эффективными становятся
подкрепленные конструкции. Примером баков, подкрепленных попе-
86
речным силовым набором (шпангоутами), может быть бак окислителя
2-й ступени ракеты-носителя "Восток”. Бак стрингерной конструкции
реализован на 2-й ступени американской ракеты-носителя ’’Титан”,
цилиндрическая стенка которой состоит из двадцати панелей, каждая
из которых с внутренней стороны имеет Т-образные стрингеры. Баки
вафельной конструкции применены для верхних ступеней американских
ракет-носителей "Сатурн-5”.
При формировании конструктивно-силовой схемы необходимо учи-
тывать весь комплекс требований, изложенных в гл. 1, общих
для PH. Кроме того, имеется ряд требований, характерных толь-
ко для топливных баков, в частности, по герметичности, а неко-
торые из упомянутых ранее требований имеют по отношению к
бакам некоторую специфику (по коррозийной стойкости, эксплуата-
ционные).
Герметичность топливных баков необходима для исключения потери
работоспособности ракеты-носителя, вызванной наличием утечки ком-
понентов топлива, так как при превышении ее некоторого уровня воз-
можны пожар, взрыв, загазованность смежных отсеков и окружающей
среды и т.д. (более подробно см. в гл. 5).
Требования по герметичности на отдельные элементы бака и их
соединения формируются, ориентируясь как на требования по гер-
метичности бака в целом, так и на особенности смежных с элементами
полостей, а также на технологию изготовления и контроля этих
элементов и соединений. В свою очередь, требования по
герметичности определяют технологию изготовления и контроля, а
главное - конструктивное исполнение элементов топливного бака и их
соединений.
Основными направлениями обеспечения высокой герметичности явля-
ются: использование в топливных отсеках преимущественно сварных
соединений: применение автоматической сварки: тщательный контроль
проката, используемого для изготовления конструкции с целью отбра-
ковки листов с внутренними дефектами: использование многобарьерных
уплотнений и т.д.
Требование коррозийной стойкости является наиболее важным для
топливных баков, находящихся в заправленном состоянии длительное
время, так как ракетные топлива обычно являются агрессивными. Для
Удовлетворения этого требования необходимо выбирать конструкцион-
ный материал химически пассивный по отношению к конкретному компо-
ненту. Для предотвращения коррозии используются также различные
покрытия.
Удобство в эксплуатации оказывает влияние на решения, принимае-
те на протяжении всего процесса создания топливного отсека, начи-
87
пая с компоновки в составе ракеты-носителя на ранних этапах проек-
тирования. В частности, габаритные размеры топливных отсеков опре-
деляются условиями транспортировки. Наиболее характерным в этом
отношении является ограничение на диаметр бака из условия перевоз-
ки железнодорожным транспортом. Условия транспортировки являются
также одним из расчетных случаев. Добавим к этому, что иногда с
учетом условий транспортировки в конструкции топливных баков пре-
дусматривают промежуточные шпангоуты, специальные узлы крепления.
Хорошей иллюстрацией влияния условий эксплуатации на конструк-
тивно-силовую схему топливного бака является расчет подвесного
топливного сферического бака на условия его заправки топливом. В
этом случае в экваториальной зоне бака в процессе заправки дейст-
вуют сжимающие напряжения до тех пор, пока уровень компонента топ-
лива не превысит в нем некоторую высоту. Эти напряжения оказыва-
ются расчетными для определенного пояса бака, в котором они и
определяют потребную толщину оболочки. От условий эксплуатации за-
висит расположение на топливном баке ряда элементов пневмогидро-
системы: заправочно-сливных клапанов, дренажно-предохранительных
клапанов, датчиков систем заправки, одновременного опорожнения
баков и т.д. В частности, для большинства пар компонентов необхо-
димо разносить места расположения точек заправки с целью безопас-
ности процесса заправки.
Особое место занимают технологические требования. Им подчинены
выбор конструкционного материала, конструктивное исполнение сило-
вых элементов, форм баков и его элементов, а также появление до-
полнительных элементов конструкции и т.д. В частности, подавляющее
число топливных баков изготавливается из алюминиевого сплава АМгб,
отличающегося с технологической точки зрения хорошей сваривае-
мостью. Проведение сборочно-монтажных работ внутри бака предпола-
гает наличие такого технологического узла бака, как люк - лаз,
являющегося, по существу, излишним с точки зрения функционирования
PH и, кроме того, дополнительным источником снижения надежности, в
частности, по герметичности.
Другим примером может быть связь между освоенностью базовым
заводом методов химического фрезерования вафельных оболочек и
принятие решения об использовании таких оболочек в конструкции. В
отношении влияния технологии на принятие решений по формам следует
указать на стремление к простым формам (цилиндр, конус, сфера). В
Частности, именно из-за простоты изготовления сферических оболочек
зачастую отдается предпочтение сферическим или чечевицеобразным
бакам, сферическим днищам в цилиндрических баках вместо более лег-
ких и компактных эллиптических. На практике стараются использовать
88
оснастку для одного радиуса днища вместо более рациональных (по
критерию массы) днищ с разными радиусами.
Принятие решения по выбору конструктивно-силовой схемы для кон-
кретного бака и параметров его силовых элементов требует тщатель-
ного численного анализа, являющегося, по существу, проектировочным
расчетом конструкции.
Исходными данными для такого расчета являются:
1. Геометрические характеристики бака, включая радиусы обечаек
и днищ, длину обечайки, углы и размеры конической части конуса
и т.д.
2. График изменения давления наддува по времени. На графиках
должны быть представлены минимальные и максимальные рабочие давле-
ния наддува и давления начала и полного открытия ДПК (дренажно-
предохранительного клапана).
3. Внешние нагрузки, а также силы от ДУ и других агрегатов в
случае крепления их на днище.
4. Коэффициенты безопасности для всех видов нагрузок и различ-
ных расчетных случаев.
5. График расхода компонента по времени для емкостей, т.е.
кривая изменения высоты столба над нижней точкой бака, откуда
вычисляется высота столба жидкости для расчетных точек.
6. График изменения температуры различных точек конструкции по
времени.
7. Изменение механических свойств о , oQ 2 и Е по температуре.
Данные по механическим свойствам основного материала и сварного
соединения.
8. Опрессовочное давление в емкости. Для бака опрессовочное
давление определяется максимальным эксплуатационным давлением (с
учетом давления гидростатики).
В этом перечне следует выделить группу факторов (пп. 2...6),
определяющих нагрузку на конструкцию, являющихся функциями
времени, при этом в общем случае независимых друг от друга. Это
приводит к определенным затруднениям при выборе расчетного случая.
Выделить один расчетный случай в большинстве случаев
затруднительно и поэтому приходится рассматривать несколько. Кроме
того, для различных элементов топливного бака и даже различных
Частей одного и того же элемента расчетные случаи могут быть
Различны.
Для упрощения анализа расчетных случаев можно воспользоваться
понятием определяющая нагрузка. Определяющей принято называть на-
Фузку, от величины которой в первую очередь зависит силовая схема
89
и конструктивные особенности отсека. Следует иметь в ваду, что для
некоторых отсеков таких нагрузок может оказаться несколько.
Для основных форм баков в качестве определяющих принимают
эквивалентную сжимающую силу, давление наддува и гидростатическое
давление.
Кроме того, участки обечайки, находящиеся над зеркалом жидкос-
ти, могут испытывать интенсивный аэродинамический нагрев. В связи
с этим необходимо отдельно проводить расчет этих участков с учетом
снижения механических характеристик материалов при повышении тем-
пературы.
Чтобы упростить выбор расчетных случаев на ранних этапах разра-
ботки, рекомендуется ориентироваться на моменты времени, соответ-
ствующие наибольшим значениям скоростного напора, тяги двигатель-
ной установки, перегрузок, величины гидростатического давления и
температуры конструкции.
Кроме полетных случаев необходимо рассматривать случаи транс-
портировки PH или отсека в горизонтальном положении, а также
случай действия ветровых нагрузок на старте и в другие моменты
эксплуатации, связанные с большими механическими нагрузками.
Для обечаек несущих верхних баков последних ступеней расчетным
случаем обычно бывают моменты времени, соответствующие концу рабо-
ты двигателей предыдущих ступеней. При этом нижняя часть бака
испытывает максимальную нагрузку от гидростатического давления,
так как бак полностью заполнен. Для верхней части расчетным слу-
чаем может быть конец работы двигателей рассматриваемой ступени,
когда температура стенки достигает максимального значения. Для
обечаек нижнего бака первой ступени расчетным случаем обычно явля-
ется старт PH, когда она полностью заправлена. В этом случае, как
и в предыдущем, нижнее сечение испытывает максимальную нагрузку от
гидростатического давления. Кроме того, расчетным может быть
момент окончания работы двигателей, когда максимального значения
достигает сжимающая сила.
Для верхних днищ расчетным случаем, как правило, является мак-
симальная температура (предполагается, что давление наддува оста-
ется в процессе полета постоянным). Для нижних днищ расчетным слу-
чаем является максимальное гидростатическое давление, что для
верхних баков соответствует концу работы двигателей предыдущей
ступени, а для нижних, как правило, - старт ракеты-носителя. Кроме
того, для нижнего бака нагрузка на днище может быть максимальной
при запуске двигателей за счет динамической нагрузки, которая
может превышать статическую в 1,3 и более раз.
Для подвесных баков расчетным случаем для обечаек и нижних дниш
90
Рис. 3.3. Характерны* вид расслоенных и суммарных эпюр осевых сил
и моментов и распределения температур:
Р — давление окружающей среды; — давление наддува
практически всегда будет начало работы двигателей (для первой сту-
пам) и конец работы двигателей предыдущих ступеней (для верхних
ступеней). Для верхних днищ расчетным будет случай, соответствую-
щий максимальной температуре. В некоторых случаях для баков рас-
четным случаем может быть опрессовка.
Информация о нагрузках во всех расчетных случаях представляет-
ся, как правило, в виде эпюр, характерный вид которых представлен
на рис.3.3.
Следует отметить, что характер нагружения на различные элементы
баков в зависимости от их форм индивидуален, в связи с чем носит
индивидуальный характер и подход к их расчету. Поэтому, переходя к
ним, будем рассматривать их применительно к конкретным формам
баков.
Цилиндрические и конические топливные баки
Цилиндрические топливные баки, как отмечалось выше, являются
наиболее широко распространенными в PH, особенно на нижних ступе-
нях. На верхних ступенях для улучшения аэродинамических характе-
91
ристик PH иногда используют баки в форме усеченного конуса. Основ-
ными силовыми элементами таких баков являются: обечайки, днище,
стыковочные шпангоуты. При этом в зависимости от характера и вели-
чины действующих сил обечайки могут быть гладкими или подкреплен-
ными (промежуточными шпангоутами - кольцами и стрингерами). При
этом элементы подкрепления, как было указано выше, могут быть вы-
полнены заодно с обечайкой.
Обечайка. Выбор конструктивно-силовой схемы обечайки определя-
ется знаком и величиной действующих нагрузок. Если на стенки бака
действуют растягивающие усилия, то это предопределяет гладкостен-
ную конструкцию. Для несущих баков при этом выполняется условие
I N I < Р (3.1)
| R | над
Гладкостенная конструкция может быть эффективной и при относитель-
но небольших сжимающих усилиях:
I n - пН > р я/?2- (3.2)
I R | над
Проектировочный расчет гладкой обечайки сводится к определению
ее толщины. При этом в зависимости от характера нагружения и соот-
ношения растягивающих и сжимающих усилий толщина обечайки может
определяться из условия прочности или из условия устойчивости,
т.е. в общем случае
5 = max (5 , 8 ). (3.3)
пр уст
Определение толщины из условия прочности Для получения расчетной зависимости от толщины цилиндрической
обечайки используем формулы безмоментной теории
э Р п -Р ж 1 26 Np + ЭКВ mu /ТР < П- (3.4)
2irR8 ПР" а1 ' °’
р над № - + ЭКВ гтпы гтР 5 П. (3.5)
и1 ” 25 ' 2я/?5 и**’ а1 > °’
Р над ’ °2 ' * / )R гидр 5 (3.6)
где р9 над эксплуатационное избыточное давление наддува в
92
расчетном случае; ^ад = ^иад - расчетное избыточное давление
наддува; f - коэффициент безопасности; = fN9 - расчетная
ЭКВ ЭКВ
эквивалентная осевая сила; R - радиус бака; «С = w-
принимается
Для случая а? < 0, что соответствует условию |л/ - >
1^'1
> р nR2, давление наддува принимается равным эксплуатационному,
над
а осевая сила - расчетной. При этом реализуются наиболее тяжелые
условия работы конструкции отсека.
Для случая > 0, что соответствует условию |Л/ - <
I *' I
< р д/? , из тех же соображении давление наддува
над
равным расчетному, а осевая сила - эксплуатационной.
При определении N по формуле (2.39) можно получить два
значения: одно со знаком минус перед М, а второе со знаком плюс,
т.е. в первом случае изгибающий момент способствует увеличению
продольной сжимающей нагрузки, а во втором - снижению. Поэтому,
когда более неблагоприятное нагружение (увеличение напряжения)
вызывает сжимающая продольная нагрузка, как это имеет место в
формуле (3.4), то при определении N перед слагаемым 2M/R
следует ставить знак минус, а когда сжимающая нагрузка снимает
результирующее нагружение, как это имеет место в формуле (3.5), то
следует ставить знак плюс. При этом необходимо помнить, что саму
величину продольной силы N в формуле (2.39) следует брать со своим
знаком, т.е. с минусом, если она сжимающая, и с плюсом, если она
растягивающая.
Работоспособность топливного отсека определяется эквивалентными
напряжениями, рассчитываемыми по формулам
= + I °? I при < 0;
ЭКВ 2 * 1 1 1
(3.7)
о9 = а** при о1? > 0. (3.8)
экв 2 I
Приравнивая выражения (3.7) и (3.8) предельным напряжениям а .
вГ
и разрешая полученные соотношения относительно 6 , получим
ц>
93
,Р‘ Nf ,
8 = "Р — ^2— при а р< 0, (3.9) (рР - рР )R
8 = "Р Иа— при > 0. (3.10) О л 1 в Г
Для конической обечайки формулы (3.9) и (ЗЛО) будут
представлены в следующем виде:
। рэ R N* .
8 = "Р _и»Д_£_+ (, J» 1 2 2irR 1 над гндр X при а? < 0; (3.11)
8 = пр (рР ♦ рР )R гндЕ_£_ J_ J > 0> (3 12) а . cosa г 1 в Г
где R* - радиус конической обечайки в рассматриваемом сечении
(рис.З.-i); а - угол полураствора конуса.
Здесь рассмотрены только простейшие формы обечаек. Но даже для
них толщина, если рассчитывать ее по приведенным выше формулам,
должна быть переменной. Однако из-за сложностей в изготовлении
обечаек переменной толщины их изготовляют с постоянной толщиной
Рнс. 3.4. Основные геометрические пара -
метры бака
Рнс. 3.5. Изменение толщины цилиндриче-
ской обечайки по длине
(но максимальной). В некоторых случаях обечайки возможно облег-
чить, как это показано на рис. 3.5. Наиболее простым способом
облегчения обечайки цилиндрического бака является использование
для баков большой длины листов разной толщины (см. рис.3.5). Штри-
ховой линией на этом рисунке показана толщина, выбранная в соот-
ветствии с линейными изменениями гидростатического давления столба
компонента. Такой подход был реализован в конструкциях бака окис-
лителя 2-й ступени PH "Восток”, в котором толщина обечайки из
алюминиевого сплава изменяется от 1,5 мм в верхней части до 3,5 мм
в нижней части и бака американской PH "Атлас”, в котором толщи-
на обечайки из коррозионно-стойкой стали изменяется от 0,25 до
1,1 мм.
Для гладкой обечайки при выполнении условия (3.1) на этом
проектировочный расчет заканчивается. Перед конструктором далее
стоит задача: так подобрать толщины листов из существующего сор-
тамента, чтобы обеспечить изготовление конструкции с минимальным
излишком массы.
Если же выполняется условие (3.2), то необходимо определить
толщину обечайки из условия устойчивости.
Определение толщины обечайки из условия устойчивости
При расчете толщины обечайки из условия устойчивости в качестве
допустимого напряжения рассматривают критическое напряжение сжатия
с учетом одновременного действия внутреннего давления:
g
СТкр = ЬрЕ ~ для Цилиндрической обечайки: (3.13)
g
о = k Е -=— - для конической обечайки. (3.14)
•Ф Р
Значение коэффициента k?
колеблется в достаточно ши-
роких пределах и зависит от
множества факторов и в пер-
вую очередь от величины
Давления наддува и отноше-
дая S//? (рис.3.6). Как
видно из графиков, с увели-
чением Г(7» £- ( 12 -
С I о J
^размерный параметр давле-
ЧЧя) коэффициент вначале
фициеита k? для гладких оболочек под
действием осевой силы и внутреннего
давления от величины параметра р
95
увели чивается, а затем, начиная с некоторого значения давления 6 Г R 13/2
Г= 1 83'10 [ У 1 • наблюдается его снижение. Величина этого
коэфс [эициента до начала его снижения определяется из соотношения
S = kQ + 0,265 JjT? kQ = 18. (3.15)
Эт о соотношение справедливо для р < 0,8; в противном случае
= kQ + 0,24. (3.16)
Ус предо ловие работоспособности обечайки бака по устойчивости можно тавить в виде
о •Ч = I / 1, (3.17) 1> । 1 • Np
где о1 |> ОС 1 “ 2irRS ’
= (rf ) + (р3 ) ,*R?. (3.18)
ос экв сж над nun
Отсюда получим
, - К1
уст 2irk Е
Р
При определении
(3.19)
(Л/** ) необходимо учитывать действие изгибаю-
экв сж
щего момента. Это может быть сделано с помощью коэффициента 0 в
соотношении
(Л/** ) = rf /0,
ЭКВ сж экв
(3.20)
где
а 2.5 * RN/M
Р “ 2 * RN/M
Следует отметить благоприятное воздействие увеличения давления
наддува на снижение Л/** , что часто используется на практике.
96
ки в зависимости от величины давления наддува:
R = 2 м, а . = 380 МПа, Е = 71000 МПа
ы
Рис. 3.8. Цилиндрическая гладкая обечайка
По данным, приведенным на рис.3.7, можно судить о наличии для
каждого значения погонной сжимающей силы N = Л/** /2irR величины
ос
давления, приводящего к минимальной толщине обечайки, а следова-
тельно, и ее массы. На этом рисунке отмечена также величина техно-
логической толщины, ограничивающей эти зависимости снизу.
Параметры обечайки, полученные из проектировочного расчета,
являются основой для выбора полуфабриката в виде листов из имею-
щихся на данном предприятии. При выборе толщины листа необходимо
учитывать, что механические свойства основного материала в около-
шовной зоне независимо от термической обработки после сварки ухуд-
шаются. Это учитывается при расчетах коэффициента сварного шва
а
Ч> = св ш ; • 0,8...0,95. (3.21)
В
В соответствии с этим толщина обечайки в районе сварного шва
(рис.3.8) должна быть пропорционально увеличена, т.е.
«св > (3.22)
гДе 8 - толщина обечайки, рассчитанная без учета ослабления.
Область утолщения а обычно принимается равной 20...25 мм.
Таким образом, толщина исходного листа должна полностью пре-
Расчетную. Чтобы исключить полученный избыток массы, в
4 ~ ЭД8 97
Рис. 3.9. Подготовка лис-
та под сварку
дальнейшем поверхность листа подвер-
гают химическому травлению до требу-
емой толщины за исключением полосы
утолщения по периметру под сварку
(рис.3.9).
Необходимо иметь в виду, что при
расчете запаса прочности по формуле
° >
в<
% ар
экв
(3.23)
для получения гарантированного резуль-
тата в формулах (3.4)...(3.6) вместо S
подставляется 6 . , т.е. минимально возможная толщина выбранного
mtn
для обечайки листа (из каталога). Запас прочности необходимо
оценивать как для основного материала, так и для сварного шва.
Кроме того, из условия недопустимости остаточных деформаций при
эксплутационных нагрузках необходимо определить запас прочности,
ориентируясь на предел текучести о® т.е.
"Р
a0,2t
э
а
экв
(3.24)
Эквивалентные эксплуатационные напряжения определяются также по
формулам (3.4)...(3.8), в которых все силовые факторы эксплуата-
ционные. Из двух значений коэффициентов запаса прочности, рассчи-
тываемых по формулам (3.23) и (3.24), принимается наименьший.
Расчет по формуле (3.24) представляется особенно важным для
элементов конструкций, у которых предел текучести значительно
меньше предела прочности, как, например у отожженного сплава АМгб.
Запас устойчивости определяется отношением
а
Одним из основных показателей совершенства конструктивного
исполнения является соотношение запасов прочности и устойчивости,
определяемых по формулам (3.23), (3.24) и (3.25), а также то, на-
сколько они отличаются от единицы. Существенное превышение запаса
прочности т?пр 00 сравнению с запасом устойчивости 17 свидетель-
98
ствует о нерациональности гладкой конструкции и необходимости пе-
рехода к подкрепленным конструкциям.
Рассмотрим некоторые из используемых на практике подходов к вы-
бору параметров вафельных и подкрепленных кольцевыми ребрами
обечаек.
Применение вафельных обечаек в цилиндрических и конических ба-
ках позволяет уменьшить массу конструкции по сравнению с гладкой в
1,5...2 раза, что достигается в основном за счет более рациональ-
ного размещения материала в такой обечайке и благодаря меньшей
чувствительности к геометрическим и технологическим несовер-
шенствам.
Вафельные обечайки изготавливаются штамповкой, химическим трав-
лением, механическим и электроимпульсным фрезерованием. От способа
и точности изготовления существенно зависит их совершенство по
массе. В этом смысле наиболее эффективными по критерию массы, как
правило, являются конструкции, изготовленные механическим фрезеро-
ванием. В то же время этот способ является одним из наиболее
трудоемких.
При выборе параметров вафельной обечайки необходимо принимать
решение как по виду подкрепляющего набора (основные из них приве-
дены на рис.3.10), так и по параметрам, описывающим размеры ячейки
и ребер. В отношении вида подкрепляющего набора было эксперимен-
тально показано, что по массовому совершенству они практически
равноценны. Что касается выбора параметров ячейки, то это предмет х
самостоятельных исследований и ниже в качестве примера рассмотрим
обечайку с продольно-поперечным набором.
Параметрами такого набора являются: толщина исходного листа
8^, толщина полотна 6, шаг ребер в продольном Ь и поперечном а
направлениях, а также ширина ребер $ и с. При их выборе исходят
прежде всего из того, что у вафельных обечаек возможны два вида
потери устойчивости: общая потеря устойчивости с одновременным
разрушением подкрепляющего набора и местная потеря устойчивости
части стенки, заключенной между подкрепляющим набором (местная
потеря устойчивости ребра вафельных обечаек не свойственна).
Воспользуемся для их определения выражением для критической
сжимающей силы (более подробно см. [23])
N = 2nkE82 [1 + МФ - I)2], (3.26)
кр
В котором
* = ^*1*2
2ns 2пс
*1 = V ’ *2 = ~Г
99
Рис. 3. 10. Основные параметры вафельных обечаек
Для рассматриваемого типа набора и способа изготовления коэффи-
циент ф изменяется в диапазоне 0,2...0,6, а коэффициенты k и /3 в
диапазонах 0,28...0,34; 0,6...0,7 соответственно.
Параметр ф определяет отношение толщины исходного листа к
толщине полотна, т.е.
Толщина полотна может быть определена непосредственно из выра-
жения (3.26):
lAf I
_______1 ОС 1
2я£Е[1 ♦ - I)2]
(3.27)
где А/** определяется по формуле (3.18).
100
Далее, задавшись отношением к070?06 рекомендуется брать
из диапазона 1...2.5 (большие значения при этом предпочтительнее
для обечаек, нагруженных внутренним давлением), с учетом выражения
(3.26) определим соответственно
а затем шаг и ширину ребер
а = —!------ 2г • 2.5S 1 —* — S
, К |/< 'J
2я
где 8 = 8[1 + О (ф - О]:
I ф 1
k = 0,26 при г = Л;
k =0,16 при г = 0;
Ф
Ь = (0,8...1,5)а;
Ф2Ь
2я
(3.28)
(3.29)
(3.30)
z Параметр ф рекомендуется выбирать из диапазона 5...8, при этом
большие значения соответствуют ребрам с прямоугольным сечением,
т.е. г = 0, а меньшие в случае, когда г = Л.
Когда требуется не вдаваясь в конструктивные подробности, оце-
нить массовое совершенство вафельной обечайки по сравнению с глад-
кой, можно воспользоваться выражением для определения 6 - эквива-
э
Рентной толщины условной гладкой обечайки, которая получается при
Равномерном ’’размазывании” ребер по поверхности стенки:
101
(3.31)
8 = к J - ,
• Ф 2тг1гЕф
где k = 1,78 при г 3 й; k - 1,48 при г 3 0.
Ф Ф
Следует иметь в виду, что применение вафельных обечаек ограни-
чивается, с одной стороны, технологическими возможностями, а с
другой - предельными механическими свойствами материала. При срав-
нительно малых нагрузках, а также при матых габаритных размерах
расчетные размеры ребер и ячеек могут получиться меньше некоторого
технологического предела, уровни которого зависят от применяемого
материала, способа изготовления и т.д.
Предельная величина критической силы, меньше которой вафельная
обечайка по вышеприведенным причинам нецелесообразна, определяется
по формуле
N . = k й£ф82 ,
mn ф техн
где k - 4,8 при г = Л; k - 6,9 при г 3 0; 8 - технологический
ф ф техн
предел толщины стенки.
Если N < то целесообразно применить гладкую обечайку.
С увеличением эффективности подкрепления ф и возрастанием несу-
щей способности обечайки возрастает величина критических напряже-
ний. При некотором значении ф = ф^ критические напряжения
станут равными предельному значению механических свойств материа-
ла, пределу текучести о® поэтому дальнейшее увеличение ф неце-
лесообразно.
Для предельного значения напряжения имеется зависимость
(3.32)
а = k ’
пред ф
lA/1* I фкЕ
'ос 1
------------- * а
„ 0,2
(3.33)
где k = 0,26 при г = й; k = 0,32 при г = 0.
Ф Ф
Если механические свойства материала не удовлетворяют этому
выражению, то необходимо уменьшить ф или увеличивать толщину по-
лотна, так как конструкция не удовлетворяет условиям прочности.
При заданных механических свойствах материала максимально до-
пустимое значение ф определяется по формуле
пред
102
2)2
ф = 14>4----------—
п₽ед kE |Л^с |
(3.34)
Для вафельных обечаек, как было указано выше, возможна не
только обшая потеря устойчивости, из условия которой получены все
вышеприведенные соотношения, но и местная. Под местной потерей
устойчивости здесь понимается потеря устойчивости полотна обечайки
в отдельных ячейках, которая происходит хлопком. Для наиболее
f распространенных продольно-кольцевых вафельных обечаек критические
напряжения местной потери устойчивости в отдельных ячейках могут
быть определены по приближенной зависимости
а = k , (3.35)
кр I а
м О
где aQ = а - s - 2г.
Коэффициент зависит в основном от условий закрепления
кромок. По экспериментальным данным заделка кромок ячеек находится
между операнием и защемлением. В соответствии с этим для расчетов
рекомендуется принимать = 6.
При проверке сохранения работоспособности вафельной обечайки из
условия прочности используется понятие эквивалентной толщины, ко-
торая получается при равномерном распределении материала ребер по
всей поверхности оболочки. В дальнейшем кольцевые и меридиональные
напряжения определяются по формулам (3.4)...(3.8), в которых вмес-
то 5 подставляются значения 5 (для расчета о ) и 5 (для расче-
1э I 2э
та 6J. Значения 6. и оцениваются по соотношениям
2 1э 2э
. 2
5 = g + X ; (3.36)
1Э' О
6 = 8 + х - * °'4--Г - , (3.37)
2э а
где г = (0,8...1,0)й - для обечаек, изготавливаемых химическим
травлением; X - коэффициент, который при работе в пределах
Упругости, т.е. при а % < oQ принимается равным 0,8, а при
°пределении разрушающего давления - равным 1; Л, 6, с, s, а, b -
103
Рнс. 3.11. Типовая панель вафель-
ной обечайки
соответственно высота подкрепле-
ния. толщина полотна, толщина ре-
бер и ширина ячейки (см.
рис. 3.10).
Параметры, полученные из про-
ектировочного расчета, являются
основанием для выбора полуфабри-
ката из существующего в каталоге
перечня. Для вафельных обечаек к
параметрам, которые определяются
условиями изготовления, относятся в первую очередь размер и тип
ячейки. На рис. 3.11 представлена типовая панель вафельной обечай-
ки, изготовляемая механическим фрезерованием. Утолщение по пери-
метру панели до толщины 5' учитывает ослабление этого места после
сварки.
Поперечный силовой набор в виде кольцевых ребер, выполненных за
одно целое с обечайкой, увеличивает критические напряжения потери
устойчивости, так как уменьшает длину элементарной ячейки обечай-
ки, нагруженной сжимающей силой. Однако наличие кольцевых ребер
соответственно утяжеляет конструкцию. В этой связи выбор парамет-
ров подкрепленной таким образом ячейки заключается в выборе толщи-
ны полотна и параметров набора, в частности шага и геометрических
характеристик ребер. Ниже будет рассмотрена эта задача для обечай-
ки, подкрепленной кольцевыми ребрами (рис.3.12), так как изготов-
ленный за одно целое с полотном силовой набор, как правило, более
эффективен в смысле суммарной массы конструкции. Толщина полотна
из условия общей потери устойчивости подкрепленной обечайки может
быть определена по следующей формуле:
Рис. 3.12. Цилиндрическая обечайка с кольцевыми ребрами
104
г
iirkE + k >р
Ф
(3.38)
Здесь k = 0,49; k = 0,52 - для колец с г ~ h; k = 0,32 - для
Ф Ф
колец с г = 0; = 2пс/Ь, а величина определяется по формулам
(3.18) и (3.20).
Рекомендуется выбирать размеры ребер таким образом, чтобы 0,2 <
<V» < 1.
При этом следует иметь в виду, что определенная таким образом
толщина полотна должна быть проверена на выполнение условия а =
Np
ос
2я/?6
< а ,
0.2
т.е. действующие напряжения должны быть ниже
предела текучести.
Шаг и ширина кольцевых ребер определяются следующим образом:
1 - ^/2я
г + 2,376 J RES
|Л7Р | J
1 ОС 1
(3.39)
с = й-
2я
(3.40)
Кроме общей потери устойчивости обечайки может произойти мест-
ная потеря устойчивости полотна между кольцевыми ребрами. Для
реальных конструкций вероятность ее наступления, как правило,
меньше, чем вероятность наступления общей потери устойчивости. Тем
не менее необходимо проверить конструкцию на сохранение устойчи-
вости, для чего можно воспользоваться соотношением
(3,41)
Эквивалентная по массе толщина, которая является показателем
совершенства конструкции по массе, при сравнении ее с гладкой
обечайкой определяется как
. 2
_ „ ch ♦ 0.43Г
0=6 + -----7-----
э О
(3.42)
105
Приведенные здесь зависимости справедливы для отношений
5 /6 = 3 для ребер с г = Л и 6 /6 = 3,5 для ребер с г = О
исх исх
которые обеспечивают наиболее эффективное использование материала.
Использование кольцевых ребер, масса которых в рациональных
конструкциях достигает 25 % при относительно небольших сжимающих
нагрузках позволяет получить выигрыш по массе по сравнению с
гладкими конструкциями до 30 %.
Кроме того, при наличии кольцевых ребер проще решаются вопросы
восприятия поперечных нагрузок, в частности, при транспортиров-
ке PH.
По мере увеличения погонных сжимающих сил эффективность такого
подкрепления остается достаточно высокой по сравнению с гладкой
обечайкой, но начинает проигрывать по сравнению с вафельной конст-
рукцией, которая, по существу, является предельным технологическим
вариантом стрингерно-шпангоутного подкрепления.
Днище. При выборе параметров днищ баков на ранних этапах разра-
ботки конструкции используется, как правило, безмоментная теория.
Правомерность такого подхода подтверждается многочисленными иссле-
дованиями, согласно которым можно считать, что вдали от закреплен-
ных краев обечайки (I У 2,5ТЛ6 ) формулы безмоментной теории обес-
печивают допустимую точность расчетов. Как и в случае обечайки,
нагрузки на днище являются функцией координат рассматриваемого
участка. Однако в большинстве случаев для определения толщины
днища выбирается максимальное значение. Исключение составляют
днища очень больших размеров, в которых нагрузки, а следовательно,
и толщины могут отличаться значительно. Рассмотрим расчетные
формулы для определения толшин днищ различных форм.
Толщина сферического днища, также как и толщина обечайки,
определяется соотношением
8 = шах(8 , 8 );
пр уст
(3.43)
ДН
го ,
в I
где р*5 = р*5 - для верхнего днища; J = f - для
над над гидр
нижнего днища; рр = f + рр - для промежуточ-
ная над гидр
верх нижи
ного днища.
106
I
Давление /Р берется
в полюсе сферы, так как
именно в этой точке
кольцевые и меридиональные
усилия достигают макси-
мальных значений. В част-
ности, для схемы, пред-
ставленной на рис. 3.14, а
это давление определяется
из зависимости
Р = 1А *
гидр О X
+ /?(!— COS0 )]. (3.44) Рис. 3.13. Геометрические параметры
цилиндрических баков:
При использовании В а — топливный отсек с разделенными
Конструкции ДНИЩ ИЗ ВЫСО- баками; б — топливный отсек с совме-
копластичных материалов, шейным днишем
т.е. в тех случаях, когда о . существенно превышает а вместо
ы 0,2
соотношения (3.43) для выбора толщины следует воспользоваться
зависимостью
8 =
1R-
^0,2
(3.45)
и исключить, таким образом, работу материала за пределами
упругости.
При выборе радиуса днищ, как правило, стремятся к увеличению
плотности компоновки и, естественно, минимуму массы конструкции.
Следует иметь в виду, что эти показатели могут быть противоречи-
выми, а также тот факт, что в конечном итоге стремятся не просто к
уменьшению массы днища, а к уменьшению массы конструкции в целом.
Для иллюстрации этих положений обратимся к рис. 3.13. Изменение
радиусов днищ R и R или одного из них влияет не только на
Н в
изменение массы днища, но и на массу одной проставки (переходного
отсека), массу стыковочных шпангоутов и массу цилиндрической части
бака. При этом уменьшение массы днища далеко не обязательно
приведет к уменьшению массы конструкции в целом.
Таким образом, учитывая, что масса конструкции, зависящая от
Радиуса днища (днищ), может быть представлена как сумма масс
107
Я 1
i
цилиндрической обечайки, шпангоутов, проставки и обоих днищ (см.
рис.З.13):
т (R) = т (R) + т (R) + т (R) +
кон цил шп прост
гпверх(/?) * fflHH*H(R). (3.46)
дн да
Вопрос о выборе радиуса сводится к выбору параметров, минимизи-
рующих эту сумму.
Существенно проще решается задача для топливных баков с
совмещенным днищем (рис.3.13, б), так как в этом случае выражение
(3.46) упростится, т.е.
т (R) = т (.R) + т (R). (3.47)
кон шп дн
Различие в нагрузке на верхнее и нижнее днища одного и того же
бака приводит в результате и к различию их радиусов. В частности,
можно ориентироваться на следующие соотношения между радиусом бака
и радиусами днищ:
R = (1,4...1,5)R; R = (1,2...1,3)R.
в • н
Однако из соображений использования для изготовления днищ одной
и той же оснастки обычно для обоих днищ принимаются одинаковые
радиусы.
Такое решение, очевидно, будет в ущерб показателю качества
конструкции по массе и направлено на снижение стоимости изготовле-
ния конструкции.
Для днищ конической формы (рис.3.14, б) толщина определяется по
формуле
5 = J. (3.48)
пр a j cosa
Здесь из условия постоянной толщины оболочки радиус также выби-
рается равным максимальному радиусу конической части или, как
видно из рис.3.14, радиус цилиндрической обечайки.
Рассмотренные случаи (см. рис. 3.14, а, б, в, г) соответствуют
нагрузке на днище внутренним давлением. В современных конструкциях
ракет можно часто встретить совмещенные днища (см. рис.3.14, д).
Давление наддува для номинальной ситуации выбирается в этих баках
108
' Рнад ’
1..i.. t t f
Phc. 3.14. Схема днищ характерных форм
Рнад -
1_t.t
таким, чтобы днище работало на растяжение. Однако в определенных
ситуациях возможна нагрузка на днище внешним давлением, превышаю-
щим внутреннее, т.е. /Р < 0. В этом случае кроме 8^ определяется
также 6 . В основу определения толщины из условия устойчивости
уст
взято выражение для критического давления
(3.49)
где k = 0,3 для R/8 < 250; k = —
з
( 10008 ] . D/- .
1^ —-ц—J ДЛЯ 250 < /?/6 <
< 800. Таким образом,
Так как величины критических давлений для тонких днищ весьма
невелики, необходимо предпринять конструктивные меры для обеспе-
чения устойчивости. Одной из таких мер является использование ва-
фельных днищ. Критическое давление для таких днищ можно определить
из соотношения
Р = Щ82//?2)[1 * МФ - I)2].
кр
(3.51)
109
При известном Др можно подобрать такие параметры вафельного
днища 0, <р, ф, при которых р > Др.
кр
Как и в случае с обечайками, область применения вафельных днищ
ограничивается, с одной стороны, технологическими возможностями
изготовления вафель, с другой - предельными механическими свойст-
вами материала.
Критическое давление, при котором применение вафельных днищ
нецелесообразно по технологическим ограничениям, оценивается по
соотношению
р = 0,76 S2 , (3.52)
пред р2 техн
где 5 - минимально возможная толщина полотна,
техн
При давлении р < р
кр пред
Рис. 3.15. Конструктивное испол-
нение совмещенного днища:
а — сдвоенное днище; б — трнме-
таллическое днище; / — обечайка;
2 — шпангоут межбаковый; 3 -
днище основное; 4 — днище допол-
нительное
следует применять гладкие оболочки.
Предельное значение эффективно-
сти подкрепления, при котором
действующие напряжения достигают
предела текучести, равно г
2 U
° 0 2
Ф =0,53т^-. (3.53)
пр кЬр
кр
Следовательно, при заданном
значении ф необходимо контро-
лировать выполнение условия
о > 0,435 4 фкЕр ' >
0.2 т кр
> %, 2 • (3.54)
min
где о0 2 - минимальный предел
min
текучести, которым должен обла-
дать принятый материал.
В некоторых конструкциях сов-
мещенных днищ имеется два днища
(рис.3.15, а). Верхнее днище в
таких конструкциях рассчитыва-
ется по приведенным выше форму-
лам, а нижнее имеет минимально
110
I
Рис. 3.16. Конструктивное исполнение вафельного днища
возможную толщину и предназначено для обеспечения высокой
герметичности.
Как обечайки больших размеров, так и днища больших размеров
изготавливаются из нескольких листов, которые свариваются между
собой. Для мест соединения листов между собой справедливы все
рекомендации, приведенные выше для конструкции обечайки. На
рис. 3.16 приведено конструктивное исполнение вафельного сферичес-
кого днища, а на рис.3.17 - конструктивные исполнения гладкого
днища больших размеров.
Исходя из требований компоновки и для снижения напряжений в
месте перехода от стенок бака к днищу, рекомендуется использовать
днище эллиптического сечения (см. рис.3.14, в). Следует, однако,
иметь в виду, что для днищ такой формы важно подобрать такие
Рис. 3.17. Варианты членения днища больших размеров
111
отношения длин полуосей, при которых в оболочке будут
отсутствовать сжимающие усилия. Такое отношение имеет вид а с
< Ь'ПГ'. Для отношения а = Ь&, при котором кольцевые напряжения
на экваторе равны нулю, толщина днища (при одинаковой его толщине)
будет равна
К /Я /Q RRV
8 = с-------— . (3.55)
а,2
В I
Максимальное значение усилий, как и в сферических днищах, имеет
место в полюсе. Следовательно, давление должно соответство-
гидр
вать давлению в этой точке.
потерю устойчивости в этой зоне. Кри-
рассчитано по следующей зависимости:
При соотношении а > Ь&Г под действием внутреннего давления в
зоне, примыкающей к экватору, возникают кольцевые сжимающие напря-
жения, которые могут вызвать
тическое давление может быть
. ES2
а - 20
(3.56)
где k = 0,2...0,3.
Получили распространение в топливных баках и днища, которые
образуются соединением двух форм: тора и сферического сегмента
(см. рис.3.14, г). Такие днища, близкие по плотности компоновки к
эллиптическим, являются более технологичными по сравнению с ними.
Учитывая, что при сравнительно малом радиусе торового сопряжения г
и R > 1,3/? в тороидальном участке будут действовать сжимающие
напряжения, которые могут привести к потере устойчивости, при
выборе параметров днищ рекомендуется ориентироваться на величину
критического давления
(3-57>
К ЦНЛ
цил
где k = 0,2...0,3.
Из этой зависимости, приравнивая р = /Д определяется радиус
/?
цил
2
кривизны тороидального перехода
_ kE82
' А2
ЦНЛ
(3.58)
112
Радиус сферического участка выбирается равным R = 1,15/? из
сф цил
условия минимальной массы, а его толщина соответственно равна
Толшина тороидального участка из технологических соображений выби-
рается также равной 8.
Следует иметь в виду, что при одинаковой толщине в точке пере-
хода с торового участка днища на сферический имеет место скачок
напряжений. Особенно это имеет значение при использовании высоко-
прочных и малопластичных материалов.
Поиски форм днища с большой плотностью компоновки, малой толщи-
ной и не имеющих зон с концентрациями напряжений привели к днищам,
имеющим достаточно сложную для изготовления форму. К ним, в част-
ности, относятся днища Бицено и днища Кассини, уравнения контуров
которых можно найти в специальной литературе. Сложность изготовле-
ния таких днищ практически исключает их использование в настоящее
время.
Соединение днищ с обечайкой. Места стыка днища и обечайки ха-
рактеризуются изменением кривизны обечаек и возникновением распор-
ных усилий. Чем плавнее переход от днища к обечайке, тем меньше
величина распорного усилия (предельный случай у днища полусфери-
ческой формы). Для восприятия распорных усилий применяются распор-
но-стыковочные шпангоуты, конструкция которых определяется разме-
рами бака и величиной действующих напряжений (рис.3.18).
Необходимо иметь в виду, что в местах концентрации напряжений
(резком изменении кривизны обечайки или жесткости элементов конст-
рукции) нежелательно использовать сварные соединения. Поэтому,
если шпангоуты не предусмотрены, днища желательно изготавливать
вместе с цилиндрической частью высотой более 30 мм. Аналогичные
требования предъявляются к элементам шпангоутов, стыкуемым с обе-
чайкой и днищами. Части шпангоута и обечайки, примыкающие друг к
Рис. 3.18. Характерные сечения распорно-стыковочных шпангоутов
’13
9
ута с обечайкой:
/ — обечайка; 2 — шпангоут распорно-стыковочный; 3 — днище
Рис. 3.20. Конструктивное нсполненне стыка топливного бака со
смежным сухим отсеком:
/ — болт; 2 — шайба: 3 — шпангоут стыковочный сухого отсека; 4 -
футорка; 5 — шпангоут стыковочный топливного бака; 6 — обечайка
бака; 7 — обшивка сухого отсека; 8 — штырь; 9 — днище бака
другу, под сварку должны иметь участки одинаковой толщины протя-
женностью 20...25 мм с обеих сторон сварочного шва. При соединении
днища и обечайки или этих элементов со шпангоутами желательно,
чтобы их срединные поверхности являлись одна продолжением другой.
Конструктивное оформление типового соединения распорного шпангоута
с обечайками представлено на рис.3.19.
Способ соединения бака с другими отсеками также накладывает
определенный отпечаток на форму распорного шпангоута, так как не-
посредственно к этому шпангоуту стыкуется соседний отсек. На
рис. 3.20 представлено несколько характерных конструктивных испол-
нений стыка топливного бака со смежным сухим отсеком.
Выбор параметров распорных шпангоутов заключается в определении
114
Рис. 3.21. Схемы нагружения н геометрические параметры распорных
шпангоутов:
Ы, = k J —-------6 ; ДЕ = k ШГ ;
I с о за 3 z I
Д/3 = ; Д/ = fef/?2«2 1
их площади и формы поперечного сечения. На рис.3.21 в качестве
примера показано сопряжение конического и сферического днищ с
цилиндрической обечайкой. От погонных меридиональных усилий S^ в
днище на шпангоут будет действовать распределенная, сжимающая
нагрузка S', от которой в сечении шпангоута возникает напряжение
! v т2
I °2 = F=r~- <3-«»
шп ши
Следовательно, для определения площади сечения шпангоута F
необходимо определить величину усилия Т^. Существуют различные
методики его определения. Здесь будут приведены зависимости,
полученные на основе так называемого метода площадей давления. В
соответствии с ним
Т2 = Ар, (3.60)
где А - плошадь давления, заключенная между нормалями, проведен-
ными из концов сопряженных обечаек, и осью вращения (на
рис.3.21, а заштрихована).
115
Этот метод дает возможность в процессе проектирования оценить
качественно и количественно сопряжения обечаек различных конфи-
гураций.
В частности,
F -&L
шп 2а ,
в <
при сопряжении цилиндра радиусом R с конусом
tga.
(3.61)
а со сферой
F Ж
нт 2а ,
в I
1
tg/J
в0
(3.62)
Расчет площади сечения шпангоутов по этим формулам будет идти в
запас прочности, так как в этом случае не учитывается подкрепляю-
щее влияние примыкающих к шпангоуту обечаек, которые эффективно
участвуют в работе шпангоута на прочность.
При учете подкрепляющего влияния примыкающих к шпангоуту обе-
чаек ширина обечайки, работающей совместно со шпангоутом, принима-
ется пропорциональной гёГ, т.е.
s = k 4яГ, (3.63)
где k - коэффициент, учитывающий вид сопряжения; R - главный
радиус кривизны.
Пример формирования площадей давления с учетом примыкающей
обечайки представлен на рис.3.21, 6.
В соответствии с этим для сопряжения конического днища с ци-
линдрической обечайкой площадь сечения шпангоута будет равна
F = £<* (1 - с),
шп 2а ,
в <
где
(3.64)
Для сопряжения сферического днища с цилиндрической обечайкой
F = -------4" (1 - с),
шп 2а j tgff
(3.65)
116
где _____
ati л I 1 fi 0,353 I л л
с = 4Hg0o J д— [l +—-—j; * = 0,6.
si" /30
После определения потребной площади сечения шпангоута необходи-
мо обратиться к каталогу прессованных профилей и выбрать ближайший
по площади профиль, совместимый с соединяемыми элементами. При
отсутствии в каталоге подходящего профиля, исходя из потребной
площади, проектируют поперечное сечение шпангоута, которое может
быть также составным. Основной задачей проектирования профиля
является распределение площади сечения шпангоута. Профиль считает-
ся рациональным, если передача сил с днища на цилиндр через шпан-
гоут осуществляется без закручивания шпангоута, что обеспечивается
соответствующим расположением центра тяжести площади по отношению
к действующим усилиям и Г . В идеальном случае следует стре-
миться найти такое положение центра тяжести сечения, при котором
(см. рис.3.21)
Это условие всегда обеспечивается, если центр тяжести расчет-
ного сечения находится на линии, совпадающей с направлением ре-
зультирующих усилий и Гр т.е. на диагонали построенного на них
параллелограмма.
Если возникающие моменты сил Г^ и не равны, то на шпангоут
относительно центра масс будет действовать погонный крутящий
Момент
М =Тс -Sc, (3.66)
кр II II
от которого нижняя часть шпангоута (см. рис.3.21) будет сжата, а
верхняя растянута, и максимальное напряжение от действия этого
момента будет следующим:
Му г
кр max
О = —*4------------- , (3.67)
max J
X
где г - радиус шпангоута до центра масс сечения, г = R; -
Рассгояние от нейтральной оси до наиболее удаленной точки сечения;
Iх - момент инерции сечения шпангоута относительно оси х.
117
Следует иметь в виду, что при действии крутящего момента площа-
ди шпангоута, определенная по формулам (3.64) и (3.65), может ока-
заться недостаточной, что проверяется соотношением
шп X
где для сопряжения конуса и цилиндра 41
S -, = 4s- <3-1
для сопряжения сферы и цилиндра Ц
S' = -Ц— . <3.70)
1 2 Ч
При невыполнении условия (3.68) необходимо увеличить соответ-
ственно площадь поперечного сечения. Кроме того, нагруженный сжи-
мающими силами шпангоут может при определенном их значении поте-
рять устойчивость. В связи с этим после выбора профиля из каталога
или завершения его проектирования кроме проверки запаса прочности
необходимо определить запас устойчивости. При этом в первом
приближении шпангоут можно рассматривать как изолированное кольцо
с равномерно распределенным по окружности усилием S'. Сравнивая
его с критической нагрузкой, равной
3EJ
я - -г*- . (3.71)
’ R2
ШП
где J - момент инерции поперечного сечения шпангоута относительно
оси у, можно определить запас устойчивости т)уст ~
Зависимости для определения напряжений и площадей, представлен-
ные выше, базируются на безмоментной теории и пригодны только для
достаточно пластичных конструкционных материалов, так как в зоне
сопряжения имеют место значительные по величине изгибные напряже-
ния (так называемый краевой эффект). Если материал пластичный, то
в этой зоне происходит перераспределение напряжений с большим
включением в работу примыкающих частей обечаек, что предохраняет
конструкцию от разрушения.
118
При применении хрупких материалов в этой зоне возникает опас-
ность хрупкого разрушения, В таких случаях, а также при поверочных
расчетах рекомендуется решать краевую задачу, из которой можно по-
лучить значение изгибных напряжений и их изменение вдоль
образующей.
Торовые топливные баки
Торовые топливные баки получили применение на верхних ступенях
ракет-носителей благодаря удобству компоновки в сочетании с двига-
тельной установкой. Основным параметром, определяющим его конст-
руктивно-силовую схему при известных размерах тора, является тол-
щина стенки.
Для получения расчетной зависимости для толщины стенки можно
воспользоваться формулами безмоментной теории, которые дают
хорошие результаты при R > 2г (рис.3.22, а):
- £С_. _ 2/? ♦ rsiny? 1
25 °2 25 I R ♦ Tsin<p J
(3.72)
В этих формулах учитывается только давление наддува. Учитывая
то, что высота гидравлического столба в таких баках незначитель-
на, а следовательно, составля-
ющая от него в общем давлении
небольшая, для проектировочных
расчетов в целях упрощения зави-
симостей для определения по-
требной толщины будем базиро-
ваться только на этих формулах.
Определяющими для торового
бака являются кольцевые напря-
жения о %, которые примерно в
два раза больше продольных а^,
следовательно,
8 = f 2§ 1. (3.73)
2а , I R ♦ rump J
в Г
8
Схема нагружения н
параметры торовых
Максимальное значение толщины Рис. 3.22.
8 имеет место в точке с геометрические
координатой <р = 270 . Поэтому, баков
119
Рис. 3.23. Торовый бак со ступенчатыми стенками:
/ — перегородка демпфирующая вертикальная; 2 — перегородка демпфи-
рующая горизонтальная: 3 — коллектор расхода кольцевой; 4 —
фланец; 5 — сектор со ступенчатым химическим травлением стенок;
6 — шпангоут соединительный; 7 — люк-лаз
если из технологических соображений толщина бака должна быть
одинаковой, формула упростится:
2 - Г//? ]
1 - r/R J •
(3.74)
Если перепад толшин значительный, изготовление торового бака
одинаковой толщины является нерациональным с позиции его массы.
Одним из выходов является бак ступенчатой толщины. На рис.3.22, в
показана потребная толщина в соответствии с формулой (3.73) и
пример ступенчатой стенки, а на рис.3.23 один из возможных вариан-
тов конструкции торового бака, состоящего из секторов со ступенча-
тым химическим травлением стенок, соединенных через кольцевые
шпангоуты.
Зависимости (3.73) и (3.74) получены для подвесного бака,
крепящегося к корпусу по максимальному внешнему диаметру 2(/? + г)-
В реальных конструкциях ракетных блоков для обеспечения плотности
компоновки представляется целесообразным крепление двигателя
непосредственно к торовому баку. Обычно он крепится к внутреннему
120
шпангоуту бака. Схема нагружения (см. рис.3.22, б) в этом случае
будет существенно сложнее. С достаточной для проектировочных
расчетов точностью воспользуемся приближенными зависимостями для
определения напряжений от действия крутящего момента:
MRif MRrcosip
°2=пг38= 1
°2Г
где
М =
2ir(R - г) 2ir(R * Г)
(3.75)
(3.76)
Следовательно, при определении толщины необходимо исходить из
суммарных напряжений от внутреннего давления (3.73) и крутящего
момента, вызванного действием тяги F, т.е.
S = 2R - '•sini 1
2 26 I R * rsitup J
MRfcosip
7ГГ36
(3.77)
а толщина соответственно
g _ r ( 2/? < fsinip ) + MRfcosip
Г Г fP ( 2/? + rsiny? 1 + MRcosip
0,12 l/?+rsin<^J 3.
Bl 7ГГ
(3.78)
(3.79)
При определении параметров торового бака с цилиндрическими
вставками его можно представить в виде совокупности элементов
простой формы (рис.3.24), для которых выше были получены расчетные
зависимости. В частности, в соответствии с рис.3.24 это - торовые
Днища, внешняя цилиндрическая вставка, нагруженная внутренним
Давлением (и сжимающей силой, если она является частью корпуса), и
внутренняя цилиндрическая вставка, нагруженная внешним давлением.
Для последней основной формой потери работоспособности является
потеря устойчивости. Критические давления определяются по
соответствующим зависимостям для различных длин цилиндрической
Части I:
121
в
где коэффициент k? зависит
части. В частности, при с = l/iR8 > 20 можно принять k
зависимость (3.80) переходит в формулу Папковича, а для более
коротких длин принимает значения до k = 1,85 при с = 2,5. При
очень коротких цилиндрах, т.е. с < 2,5,
основном от длины цилиндрической
! = 1, т.е.
Р
, _ Е83
Р = 3,6 —— .
кр /?/2
(3.81)
При больших диаметрах внутренней вставки толщины, обеспечиваю-
щие устойчивость обечайки, могут быть весьма значительными. На
практике для снижения массы ее подкрепляют поперечным силовым
набором (шпангоутами или кольцевыми ребрами). Для определения
критического давления в этом случае можно воспользоваться
зависимостью
kE82
э
, о о.вГЗТ
3,8х М/? /
где х ~ 0,6...0,75; 6 = (0,6...0,7)8 ; 8 - определяется для
э 0 0
122
4*1
неподкрепленной обечайки с использованием соотношения (3.80) или
(3.81).
Для того чтобы исключить искажение тора при нагрузке от массы
топлива, внутрь тора иногда ставится несколько силовых переборок,
имеющих по контуру ребро жесткости и работающих на сдвиг как
тонкая стенка.
На рис.3.25 представлено одно из возможных конструктивных
решений торового бака с цилиндрическими вставками, в котором
внешняя цилиндрическая обечайка вафельная, а внутренняя подкреп-
лена шпангоутами.
Сферические топливные баки
При расчете толщины сферического бака воспользуемся, как и
выше, безмоментной теорией. Для таких баков, как известно, мери-
диональные и кольцевые напряжения равны и остаются постоянными для
любой точки сферы, т.е.
0=0= ‘"Т- .
1 2 26
Отсюда определяется толщина
(3.83)
(3.84)
Эта формула справедлива для
сферического бака, нагруженного
только внутренним равномерным
давлением, т.е. давлением надду-
ва. Этой формулой рекомендуется
пользоваться для определения
толщины сферических баков высо-
кого давления, используемых для
хранения рабочего тела наддува.
В реальных конструкциях топ-
ливных баков, нагруженных кроме
Давления наддува давлением
столба жидкости, а также тягой
(в том случае, когда двигатель
крепится непосредственно к баку)
Необходимо использовать более
сложную расчетную схему (рис.
3.26).
Рис. 3.26. Схема нагружения и
геометрические параметры сфери-
ческого бака
123
В этом случае для разных участков бака необходимо рассматривать
различные расчетные зависимости. При этом, как и ранее, будем
базироваться на безмоментной теории.
На участке, нагруженном только давлением наддува (т.е. над
зеркалом жидкости), толщина определяется приведенной выше формулой
(3.84).
На участке под зеркалом жидкости до места крепления бака, т.е.
его экватора (^ < <р < я/2),
°1
= !*-
28
g0PnA 1(1 cos — cos^(3cos^| — 2cos^)
66
. 2
sin <р
(3.85)
ff2
(<Wj
- cosy>) ffj.
(3.86)
6
Толщина оболочки, необходимая для восприятия меридиональных
усилий, будет равна
11
О . I 2 6 jj
в t IJ
3 2
cos ip — cos ^(3cos^ — 2cos^> 1 j
X------!----------------------------1 , (3.87),
sin V» J и
а толщина оболочки, необходимая для восприятия кольцевых напря-
жений:
^0P"x/?<COS*’l ~ COSV,) ~
3 2
cos — cos ^(3cos^j — 2cos^)
2 6
Следовательно, потребная толщина будет равна
8 = max(5K, 6м).
124
На участке ниже экватора необходимо учитывать не только внут-
реннее давление, но и осевую силу N, распределенную по периметру.
Для этого участка
й. N V1/
1 2а „ D_ . 2 68
2nR8 s । п
cos <р — cos ^(3cos^ — 2cos^)
х-------!---------------!----------, (3.90)
sin <p
a o2 определяется, как и ранее, по формуле (3.86).
Таким образом, на участке я/2 < < </>2
2 2
2л7? s i n <р
♦
3 2 ,
cos — cos ^(3cos^g — 2cos^)
x ——------------------, ..•----
. 2
sin ip
(3.91)
jc Rio
о = -—I/ ♦ fg()pnxR(co6^l - cosv?) -
at L
3 2
pP cos V’j “ cos ^(Scos^j - 2cos^>
” 2 6 ~2
sin <fi
(3.92)
2 2
2irR s i n
a потребная толщина, как и ранее, определяется по формуле (3.89).
На участке ниже приложения тяги двигателя бак нагружается толь-
ко внутренним давлением. Для него < я) напряжение опреде-
ляется зависимостями
125
а V"/ v/
’| н •“'“•Г —
(3.93)
!* Vx**
°2 " 25 * 25
<W| -
з
1 * cos >р
. 2
sin <fi
_ x 1 * 3cos^ — 2cos^
35 .2
sin <p
соответственно
4^..... fWXR ! . cos^
-----W| *—~3---------
. 2
sin p
5* =
1 * 3cos<p - 2cos3^
3 . 2
sin p
(3.94)
; (3.95)
(3.96)
а потребная толщина, как и ранее, по формуле (3.89).
Для определения запаса прочности (после выбора соответствующего
сортамента) можно воспользоваться приведенными выше формулами для
кольцевых и меридиональных напряжений на каждом участке. При этом,
как и ранее, проверяется запас прочности как по основному
материалу, так и сварному шву. Кроме того, необходимо определить
запас прочности как по о^, так и по [см, выражение (3.23) и
(3.24)].
3.3. КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ И РАСЧЕТ
ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ АРМАТУРЫ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Кроме силовых элементов в составе баков имеется большое число
элементов внутрибаковых систем и устройств. К основным элементам
арматуры в баке можно отнести:
заборные устройства;
126
« 1
3.27. Конструктивное исполнение топливного бака с элементами арматуры
127
дренажные клапаны (для сброса из баков газа и паров компонента
топлива при заправке);
предохранительные устройства (для сброса избыточного давления);
устройства для ввода в бак газов наддува;
устройства для контроля наполнения баков и уровня жидкости в
полете;
люки для монтажа систем внутри бака;
тоннельные трубопроводы для прохода трубопровода подачи второго
компонента (если бак находится между двигателем и баком второго
компонента);
демпфирующие перегородки (по необходимости) для ограничения
подвижности топлива в баках.
На рис.3.27 изображен топливный отсек, где представлены практи-
чески все из упомянутых элементов. Их конструктивное исполнение в
основном определяется функциональными особенностями систем, в сос-
тав которых они входят. В связи с этим ниже будут рассмотрены наи-
более характерные узлы, имеющие непосредственное отношение к
конструкции баков, и крепление элементов внутрибаковых систем.
Топливные магистрали являются одними из основных элементов топ-
ливных систем и предназначены для обеспечения поступления компо-
нентов топлива из баков в двигатель в соответствии с заданными ре-
жимами работы ДУ и состоят обычно из участков трубопроводов, ком-
пенсаторов осевых и угловых перемещений, отсечного клапана, демп-
фера, фильтра, а также заправочного клапана, если трубопровод
служит для заправки топливного бака.
Определение параметров топливной магистрали заключается в выбо-
ре геометрических характеристик ее поперечного сечения (диаметра и
толщины) и трассы прокладки. Диаметр расходного трубопровода рас-
считывается исходя из заданного расхода компонента. Исходным при
этом является соотношение
т - pFV, (3.97)
где т - массовый расход; р - плотность компонента; V - скорость
движения компонента; F - площадь проходного сечения трубопровода.
Отсюда внутренний диаметр определяется как:
</ = 24 . (3.98)
irpV
Диаметр трубопровода, а следовательно, и его масса определяются
при заданном расходе скорости движения компонента и, как следует
128
из этой формулы, ее желательно увеличивать. Однако надо иметь в
виду, что при этом увеличиваются гидравлические потери.
Гидравлические потери необходимо компенсировать увеличением
давления наддува, что влечет за собой увеличение массы рабочего
тела наддува и упрочнение топливного бака, а следовательно, и его
массы.
Из этого следует, что должны быть скорости, при которых дости-
гается компромисс между этими факторами. Эта скорость практически
для всех PH находится в диапазоне 5... 10 м/с.
Толщина стенки трубопровода, находящегося под давлением, опре-
деляется по предельной нагрузке, в качестве которой принято пре-
дельное значение внутреннего давления :
5 = , (3.99)
° i
Bl
где г - радиус поперечного сечения серединной поверхности трубы.
Расчетным случаем для трубопровода обычно принимается максимум
статического давления, т.е.
Р = (р + Pgji h) (3. loo)
над 0 X max
или момент перекрытия магистралей, когда имеет место гидроудар.
В проектировочных расчетах приращение давления за счет резкого
изменения скорости можно принимать равным .
I ь'
Ap = p(V1-V2)J^- ,
(3.101)
где - скорость движения жидкости до перекрытия сечения; V? -
скорость движения жидкости после перекрытия; р - плотность
Г j 2Г Г*
жидкости; k = - I - кажущийся модуль упругости
L ж Тр J
системы "трубопровод + жидкость”.
Величина Jk/p трактуется как скорость распространения волны
Давления в жидкости, протекающей по упругому трубопроводу.
Так как повышение давления есть функция времени, следует иметь
в виду, что опасные условия создаются, когда время перекрытия
сечения меньше времени прохождения прямой и отраженной от
свободной поверхности волн, т.е.
5-908
129
t < 21 J ,
Р
где I - длина трубопровода.
Максимальное суммарное давление,
Р - Р * PgJi Л + (V, - V )р
Fmax над e0 X 1 2
(3.102)
таким образом, будет равно
I ь'
J . (3.103)
достигать р - Юр . Для
max над
гидравлического удара следует
Эта величина на практике может
предотвращения опасных последствий
увеличивать время срабатывания клапана или иметь в магистрали
демпферы.
Проверке подвергается также случай транспортировки незаправлен-
ного бака в горизонтальном положении, в процессе которой труба
нагружена силой собственного веса, т.е. распределенной нагрузкой
q = 2irrg р (л ) 8 , (3.104)
0 тр у max тр с
где р - плотность материала трубопровода,
тр
При этом трубопровод рассматривается как двухопорная балка с
расстоянием между опорами (точками крепления трубы) L. Максималь-
ное напряжение соответственно равно
1 < 1
“1 = rv,P %’™, ~
и должно быть меньше материала трубы.
Расходная труба проверяется также на случай разряжения после
гидроудара, т.е. при давлении внутри трубы р = 0 и внешнем
давлении р = р где р - максимальное давление окружающей
внеш max max
среды.
В этом случае необходимо, чтобы выполнялось условие, р^^ <
(3.105)
где
= Е
4(1 - Д2)
- коэффициент Пуассона, т.е. осуществляется проверка устой-
кр
₽кр
(3.106)
где д
чивости трубы.
Компенсаторы (сильфоны) осевых и угловых перемещений обеспечи-
вают работоспособность трубопровода при взаимных перемещениях
соединяемых им точек бака и двигателя. Существует большое разно-
образие сильфонов, отличающихся в основном способами изготовления
и конструктивным исполнением (бесшовные и продольно-шовные, одно-
130 11
рис. 3.28. Геометрические характеристики сильфона
слойные и многослойные, армированные и неармированные и т.д.).
Наиболее широкое распространение получили бесшовные сильфоны,
изготовляемые из трубы-заготовки методом глубокой вытяжки. Одно-
слойные сильфоны изготовляются из однослойной трубки-заготовки, а
многослойные - из трубок-заготовок, состоящих из двух или более
слоев материала. При больших давлениях сильфоны армируют: при воз-
действии рабочей среды на внутреннюю поверхность армирующие кольца
устанавливаются на наружной поверхности сильфона, а при воздейст-
вии рабочей среды на наружную поверхность армирующие кольца уста-
навливаются внутри сильфона. На рис. 3.28 в качестве примера пред-
ставлен типовой бесшовный сильфон с указанием его основных геомет-
рических характеристик, а на рис.3.29 конструкция сильфона (а),
армированного наружными кольцами (б),
сильфона является жесткость, которая
устанавливает связь между нагрузкой и
перемещением торцов сильфона относи-
тельно друг друга и измеряется величиной
нагрузки, вызывающей его сжатие или
растяжение на 1 мм:
Для сильфона, нагруженного сосредо-
точенной силой Q:
'——
Основной характеристикой
(3.107)
2лД
для сильфона, нагруженного давлением
сРеды р:
'—
г п -»2
Рис. 3.29. Конструкция
сильфона , армированно-
го наружными кольцами,
и армирующее кольцо
(3.108)
2лЛ
Р
131
где л - число гофров; Е - модуль упругости материала; Ап и А -
V р
коэффициенты (числовые значения коэффициентов в зависимости от
коэффициента гофрирования приведены в табл. 3.1).
Для бесшовного сильфона среднее значение толщины в функции
исходной толщины заготовки и коэффициента гофрирования с = D/D
в
равняется
(3.109)
Таблица 3.1
Численные значения коэффициентов
для соотношений (3.107) и (3.108),
а также для выражений, приведенных в табл. 3.2
с aq BQ В BQ И А Р В Р
1.10 0,000122 411 386 0,000326 399
1.15 0,000344 202 184 0,000944 194
1.20 0.000731 120 107 0,00193 119
1,25 0.00129 88,9 76,6 0,00327 82,6
1.30 0.00201 67,7 56,9 0,00493 62,1
1.35 0,00290 54,4 44,6 0,00687 49.2
1.40 0.00394 45.5 36,4 0,00905 40,6
1.45 0.00510 39,0 30,5 0,0114 34,5
1.50 0.00640 34,3 26,2 0,0139 29,9
1.55 0,00782 30.6 22,9 0,0166 26.4
1.60 0,00933 27,7 20,3 0,0193 23,7
1.65 0.01093 25.5 18,3 0,0221 21,5
1,70 0.01261 23,6 16,6 0,0249 19,7
1,75 0.01436 22,0 15,2 0,0277 18,2
1,80 0,01616 20,7 14,0 0,0305 17.0
1,85 0.01800 19,6 13,0 0,0334 15.9
1.90 0.01991 18,6 12,2 0,0362 15.0
1,95 0.02182 17,8 11,4 0.0390 14,2
2,0 0.02377 17.0 10,8 0,0417 13,5
132
Таблица 3.2
Выражения для определения перемещений
и наибольших меридиональных напряжений
Е8 X
В
2Л/?2
н
Е8 X
Оценка напряжений, возникающих в стенках сильфона при работе,
может быть произведена на основе теории изгиба круглых пластинок.
В табл. 3.2 приведены выражения для определения наибольших
меридиональных напряжений в точках на наружном (г = и внутрен-
нем (г = R ) радиусах.
z в
Давление разрушения сильфона можно приближенно определить по
безмоментной теории по формуле
а .8
вс
Р —' п
разр К.
и
Таким образом, зная жесткость сильфона, можно определить его
перемещение под действием внешних нагрузок и действующие напряже-
ния- Используя эти же соотношения, можно подобрать параметры силь-
Ф°на, обеспечивающие возможные перемещения.
Величина перемещений определяется деформациями, обусловленными
Различными причинами. В качестве иллюстрации на рис. 3.30 представ-
(3.110)
133
Рис. 3.30. Геометрические
характеристики топливного
отсека, влияющие на пара-
метры сильфона
лена схема топливного отсека, в которой
расходная магистраль длиной проходит
через бак с другим компонентом и
крепится к двигателю на расстоянии I от
4
шпангоута. Предполагается, что темпе-
ратура компонента верхнего бака и, сле-
довательно, расходной магистрали равна
Г{, температура компонента нижнего бака
равна Т2> а температура переходных от-
секов - Г
3
Суммарное относительное перемещение
конца трубы с учетом температурных
деформаций, а также деформаций днища и
корпуса может быть представлено сле-
дующим образом:
Д/ = Д/ + Д/ . + Д/ ; " (3.111)
т дн кор
Ч = *1'1 <Г1 - V - *2^2 - Г0> '
- al (Т - Г ) - а I (Т - Т ): (3.112)
ООО U 443 U
А/ = дн (1 - д)р Я2 = 25е = <3-113>
А/ кор = е114) (EF)3 (EF)2 (EF)4 ’ /
где р изб - избыточное давление в нижней точке днища; 5 - толщина
днища; N , N , N - сжимающие усилия на участках длиной I , I и
Л Л 4 л 3
I соответственно; EF - жесткость на растяжение-сжатие; а. а ,
4 1 *
“з* а4 — коэффициенты линейного расширения соответствующих
участков конструкции.
134
Рис. 3.31. Вариант конструктивного исполнения топливной магистрали
Выбирать параметры сильфона следует таким образом, чтобы его
перемещения были не меньше А/ или перемещений, необходимых из
условий сборки, а напряжения - не больше предельных для данного
материала. Следует иметь в виду, что зависимости, приведенные
выше, могут использоваться только для оценки параметров и
уточняются в процессе экспериментальных исследований.
На рис.3.31 представлена в качестве примера расходная магист-
раль, в которой для компенсации осевых перемещений используется
армированный сильфон, а для компенсации несоосности магистрали и
входного фланца двигателя - эксцентрический переходник.
Соединение трубопроводов при всем конструктивном многообразии
можно разделить на три группы: неразъемные, разъемные, быстро-
разъемные.
К первой группе относятся соединения трубопроводов, выполняемые
сваркой или пайкой. Такие соединения просты, удобны, легко
выполнимы, обеспечивают высокую прочность и герметичность.
В тех случаях, когда необходимо соединить сваркой конструкции
из разнородных материалов, например, трубопровод из алюминиевого
сплава и сильфон из стали Х18Н10Т, используются биметаллические
переходники (см. рис.5.3).
Основные недостатки этих соединений - плохая взаимозаменяемость
Сдельных участков и некоторая трудность в монтаже.
К числу наиболее распространенных разъемных соединений относят-
ся фланцевые и ниппельные. Фланцевые соединения применяются обыч-
135
но в топливных магистралях диаметром более 80...100 мм, ниппель-
ные - в магистралях меньших диаметров. Герметичность соединения
достигается деформированием прокладки при затяжке болтов, в
качестве материалов прокладок может применяться прессшпан, мягкий
алюминий, латунь.
Равномерное поджатие прокладок достигается большим числом бол-
тов и определенной последовательностью затяжки гаек при сборке
системы. Шаг болтов можно ориентировочно принять равным
t = (5...7W при р < 1,0 МПа;
t = (2,5...4)</ при р > 3,0 МПа. |
При применении разъемных соединений принимают меры по разгрузке
их от воздействия внешних усилий, которые могут вызвать нарушение
стыка. Конструктивное исполнение одного из таких соединений
представлено на рис.3.31.
К быстроразъемным относятся соединения, предназначенные для
разъединения трубопроводов отдельных ступеней многоступенчатой PH
или для разъединения трубопроводов PH и наземного оборудования.
Они являются самоконтряшимися и расстыковываются одной операцией -
приложением осевого усилия к трубопроводам.
Теплоизоляция, устанавливаемая на трубопроводы подачи криоген-
ного компонента, не отличается от теплоизоляции баков, а ее
особенностью является изоляция компенсаторов с помошью податливых
материалов (стекловолокна, стекловаты или поролона), при которой
изоляционный материал накрывается сверху чехлом из герметичной
ткани, а по торцам приклеивается на основную изоляцию трубо-
провода.
Трубопроводы подачи жидкого водорода имеют две стенки с ва-
куумированным между ними пространством, при этом температура внут-
ренней трубы равна температуре жидкого водорода, а внешняя - прак-j
тически температуре окружающей среды, что приводит к конструктив-!
ным усложнениям, вызываемым обеспечением взаимных перемещений и
созданием надежного закрепления внутренней трубы. Перемещения
согласуют соответствующим подбором компенсаторов, а закрепление
внутренней трубы - применением тефлоновых колец. В качестве изоля-
ции в вакуумированном пространстве используют обычно экранно-
вакуумную теплоизоляцию.
Тоннельная труба. При прохождении трубопровода одного компонен-
та через бак другого компонента он помещается в тоннельный трубе.
При большой длине такого трубопровода он фиксируется в тоннельной
136
Рис. 3.32. Вариант конструктивного исполнения тоннельной трубы
трубе в нескольких метрах. Кроме того, при разных температурах
компонентов между трубопроводом и тоннельной трубой укладывается
теплоизоляция.
На рис.3.32 представлена тоннельная труба топливного бака,
изображенного на рис.3.27.
Расчет тоннельной трубы аналогичен расчету цилиндрической обо-
лочки, нагруженной внешним давлением, расчетная величина которого
определяется следующим образом:
* VA <3-115)
Основной вид потери работоспособности тоннельной трубы - потеря
устойчивости. Для увеличения устойчивости ее подкрепляют внешними
кольцами, как это показано на рис.3.32, или по трубе формируют так
называемые зиги (обычно полукольцевые сечения). Эти зиги являются,
по существу, шпангоутами, уменьшающими длину оболочки и, следова-
тельно, повышающими ее устойчивость. Шаг зигов определяется из
выражения для критического давления цилиндрической оболочки,
нагруженной давлением:
о ( г -»5/2
Р =kE~ Б- . (3.116)
кр I I К 1
р (8
откуда I < kE — [ J ' Коэффициент k в этом случае
РР
Рекомендуется брать равным 0,64.
Параметры зигов (рис.3.33) можно получить из условия равенства
критических давлений для трубы на участке длиной I и тора
соответствующих размеров, для которого
137
Рис. 3.33. Геометрические параметры тоннельной трубы
Ю5/2
р = 0,4* —п--------- ,
к₽ R2 4Г
R/8.
k...
250
0,7
100
1.0
где коэффициент k выбирается в зависимости от соотношения
500
0,6
(3.1
как и
в
расходных магистра-
Рис. 3.34. Конструктивное исполнение
люка-лаза и крышки
138
В тоннельных трубах большой длины,
лях, предусматривается установка компенсаторов (см. рис.3.32).
Лкж-лаз. Необходимость в люке-лазе объясняется обеспечением
проведения монтажных работ в баке после его сборки.
Люк-лаз обычно размещается на верхнем днище бака, а для
совмещенных топливных баков - на нижнем днище (не исключается
размещение люка-лаза и на боковой поверхности). На рис.3.34 пред-
ставлено несколько конструктивных исполнений соединения люка-лаза
и крышки. Два последних варианта (см. рис.3.34) отвечают повышен-
ным требованиям по
герметичности. Диаметр
люка-лаза выбирается
из технологических со-
ображений (обычно
400...500 мм).
Люк-лаз является са-
мым большим вырезом в
оболочке дниша и тре-
бует соответствующей
компенсации в матерй'
а ле, распределяемом по
сечению шпангоута люка.
Известно, что вблизи не-
подкрепленных отверстий
имеет место значительная кон-
центрация напряжений, они могут
быть в несколько раз больше
напряжений в оболочке на неко-
тором расстоянии от отверстия.
При этом концентрация возрас-
тает с увеличением диаметра
отверстия. Рис. 3.35. Схема формирования
Для определения дополнитель- площади окантовки
ной площади поперечного сечения вблизи отверстия воспользуемся
хорошо подтверждаемым экспериментом принципом, в соответствии с
которым для обеспечения равнопрочности усиления (окантовки) и
основной оболочки материал, удаленный из оболочки, должен быть
размещен в виде окантовывающего усиления, т.е. эффективную пло-
щадь окантовки определяют из соотношения
F = ^—d8 k, (3.118)
ок 2 потр
где d - диаметр выреза; 5^ - расчетная толщина оболочки (без
учета выреза); k - коэффициент запаса, k = 1...1.3.
Следует иметь в виду, что при разработке шпангоута люка его
площадь поперечного сечения из конструктивных и технологических
соображений может быть больше, чем площадь, определенная по
зависимости (3.118), и тогда расчет сводится к вычислению показа-
теля (который должен быть больше единицы):
г, = , (3.119)
Г
ок
где F - реальная площадь, полученная из чертежа. При этом в эту
площадь должны входить и утолщения оболочки в зоне сварки. На
рис. 3.35 для примера приведено конструктивное исполнение шпангоута
6
Рис. 3.36. Конструктивное исполнение ввода труб в бак:
® ~ ввертной; б — вварной
139
люка-лаза и различными штриховками указаны потребная и реальная
площади окантовки.
Конструктивно площадь окантовки может быть реализована не толь-
ко в самом шпангоуте, но и в виде приварных накладок. Последний
вид усиления в ответственных конструкциях нежелателен, так как
сварка сама требует дополнительного усилия. Необходимость в ком-
пенсации вырезов относится не только к люкам-лазам, но и к другим
вводам в топливный бак элементов пневмогидросистемы, а также к вы-
воду расходной магистрали. На рис. 3.36 представлены два конструк-
тивных исполнения ввода труб в бак: ввертной и вварной. Усиление в
Рис. 3.37. Крепление элементов арматуры внутри бака
140
районе вывода расходной магистрали
хорошо видно на рис.3.31.
Для крепления элементов арматуры
топливных баков внутри и снаружи пред-
усматривают установку кронштейнов.ко-
торые привариваются к корпусу бака.
Кронштейны используются для монтажа
элементов арматуры с помощью болтовых
и винтовых соединений. На рис. 3.37 по-
казан один из вариантов крепления вну-
три бака демпфирующих перегородок и
датчика системы одновременного опорож-
нения баков. На рис.3.38 показаны два
варианта воронкогасителя и их крепле-
ния к днищу топливного бака. Достаточ-
но сложной задачей является компоновка
элементов электрических и пневмогид-
равлических связей снаружи баков под
гаргротом, пример которой представлен
на рис. 3.39. Типовые крепления различ-
ных труб внутри и снаружи баков пока-
заны на рис.3.40. Для всех соединений
должны быть предусмотрены меры по их
контровке. Для этих целей применяются
пружинные и отгибные шайбы, самоконт-
рящиеся гайки, контровочная проволока.
Рис. 3.38. Конструктивное
исполнение заборного уст-
ройства :
/ — воронкогаситель; 2 —
кронштейн: 3 — днище; 4 —
датчик СОБ
^*•0. 3.39. Компоновочная схема гаргрота:
~ труба; 2 — крышка; 3 — кронштейн; 4 — обечайка; 5 — кронштейн;
® ~ Кабель
141
Рис. 3.40. Крепление труб
снаружи (а) и внутри (б) бака:
/ — труба; 2 — хомут; 3 —
ложемент; 4 — кронштейн; 5 —
панель
При количественных
3.4. МАТЕРИАЛЫ И ПОЛУ-
ФАБРИКАТЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ
В КОНСТРУКЦИИ
ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Основным требованием, предъяв-
ляемым к конструкционным материа-
лам, как указывалось выше, явля-
ется обеспечение минимальной массы
конструкции. При выборе материала
для топливных баков, ориентиру-
ясь на указанный в гл. 1 комплекс
требований, следует иметь в виду
значимость таких требований, как
химическая совместимость с компо-
нентами топлива, коррозионная
стойкость, сохранение механических
характеристик (прочность, пластич-
ность, вязкость) при действии
низких температур компонентов
(жидкий кислород -183 С, жидкий
водород -253 С). Из группы техно-
логических требований особенно
важными для изготовления топливных
баков являются свариваемость и
деформируемость.
оценках массового совершенства конструк-
топливных баков используют в основном два
ционных материалов для
показателя: удельную прочность а / р - для элементов конструкции,
,, в .,1/2.
работающих на растяжение, и удельную жесткость Е /р - для
элементов конструкции, работающих на сжатие.
В силовой конструкции топливных баков с учетом приведенных со-
ображений нашли применение стали, алюминиевые и титановые сплавы.
К перспективным материалам следует отнести бериллиевые сплавы и
композиционные материалы. В табл. 3.3 приведены механические свой-
ства материалов, наиболее распространенных в конструкции топливных
баков.
Алюминиевые сплавы (плотность р = 2640...2850 кг/м ; модуль
упругости £ = 71 ГПа) получили наибольшее распространение в
конструкции топливных баков благодаря хорошему соответствию их
характеристик перечисленным выше требованиям. Кратко охарактери-
зуем наиболее распространенные из них. ।
142
Таблица 3.3
Механические свойства материалов топливных баков
(листы) при нормальной температуре
Наиме - новаиие мате- риала Марка мате- риала Сое- тояние мате-* рнала а в %.2 6. % Е. МПа Р. , 3 г/см
МПа, менее не
Алюми- АМгб м н 320 380 16 290 15 6 71000 71000 2.64 2,64
иневые 1201АТ 3 410 320 6 71000 2.85
сплавы М40Т1 3 и Н 410 300 7 71000 2,75
Сталь 03X11Н10М2Т-ВД 3 1400 — 8 202000 7,85
Тита- BT14 о 900 — 8 115000 4,52
новые сплавы BT6C о 850 — 10 115000 4,45
Берил- АБМ1 о 420 370 9 135000 2,35
лневые
сплавы
*
Н “ нагартованный; 3 — закаленный» М и О — отожженный.
Т а б л и ц а 3.4
Механические свойства сплава АМгб
/ при температурных испытаниях
Т. к Е, МПа а . МПа в О0.2- МПа 8. %
77 — 460 — 33,0
203 — 350 — 26,0
293 68000 320 170 24,0
373 62000 300 150 31,0
423 58000 250 130 37,0
473 55500 190 120 43,0
523 52000 160 100 45,0
573 44000 130 80 48,0
143
Сплав АМгб применяется для изготовления деталей сварных конст-
рукций, холодно-штампуемых деталей, а также деталей высокой проч-
ности, получаемых вальцовкой нагартованного листа (емкости, детали
каркаса и др.), работающих при температурах от -196 до +150 С.
Обладает удовлетворительной коррозионной стойкостью в отожженном,
нагартованном и горячедеформированном состояниях. В таблице 3.4
представлены данные температурных испытаний листов всех размеров,
поставленных в отожженном состоянии. Сплав деформируется в горячем
и холодном состояниях. Пластичность листового материала в отожжен-
ном состоянии хорошая. Сплав хорошо сваривается аргонно-дуговой
сваркой, термическая обработка сварных швов не производится. Плас-
тичность сварных швов хорошая. Прочность сварного соединения сос-
тавляет 90...95 % основного материала (данные для листов толщиной
1...3 мм). Для соединения внахлестку коэффициент ослабления свар-
ного шва равен 0,45.
Сплав 1201 применяется для изготовления сварных конструкций и
других элементов конструкции. Сплав термически упрочняемый, жаро-
прочный, предназначен для работы в широком интервале температур,
вплоть до -269 С, имеет среднюю прочность и высокую технологичес-
кую пластичность. Из него могут быть изготовлены все виды полуфаб-
рикатов больших габаритов. Полуфабрикаты хорошо свариваются всеми
видами сварки. Сплав подвергается термической обработке: отжигу
(полному гтри температуре 380...420 С и неполному при*температуре
350...370 С), закалке (нагрев до температуры (535±5) С и охлаж-
дение в воде с температурой не выше 40 С) и искусственному старе-
нию. Минимальные прочностные характеристики имеют полуфабрикаты в
закаленном и искусственно состаренном состоянии (а > 360 МПа).
В
Полуфабрикаты, нагартованные после закалки, имеют максимальные
прочностные характеристики (а > 450 МПа). Свойства материала при
в
растяжении несколько хуже соответствующих свойств при сжатии. Ме-
ханические свойства этого материала при повышенных температурах
снижаются в меньшей степени по сравнению со сплавом АМгб. Так, при
температуре 150 С они составляют 80...90 % от свойств при комнат-
ной температуре, в то время как у АМгб только 70....75 %.
Прочность сварных соединений в большей степени отличается от
прочности основного материала по сравнению со сплавом АМгб и при
этом зависит от вида сварного соединения. Так, временное сопротив-
ление разрыву сварного соединения с усилением составляет 70 % от
а основного металла, а снятие усиления и проплава еще больше сни-
В
жает прочность сварного соединения. В частности, для листа толшИ'
144
ной 2 мм при одноосном нагружении изменение а , МПа сплава 1201
В
выглядит следующим образом:
Основной металл................................... 436
Сварное соединение с усилением.................... 310
Сварное соединение без усиления и проплава.. 266
Следует иметь в виду изменения свойств сварных соединений в
зависимости от числа повторных нагревов (подварок). Подварки осу-
ществляются ручным способом для устранения дефектов сварного шва.
Механические свойства резко снижаются с увеличением числа подва-
рок. Так, а сварного соединения уменьшается на 40 % после двух
подварок. По этим причинам для разных сварных конструкций строго
оговаривается допустимое число подварок. Общая коррозионная стой-
кость сварных соединений пониженная^ как и у основного материала.
Титановые сплавы (р = 4500 кг/м , Е = 110...115 ГПа) благодаря
хорошей пластичности, высокой коррозионной стойкости, относительно
малой плотности и высокой прочности при нормальных и повышенных
температурах получили широкое распространение для изготовления
различных элементов конструкции ракет, включая и топливные баки.
Характерным для титановых сплавов, используемых для изготовления
элементов конструкции топливных баков, является сплав ВТ14,
применяемый для силовых элементов, работающих при температурах до
400 °C и емкостей высокого давления, работающих при температурах
от минус 50 до плюс 80 °C. Сплав обрабатывается резанием,
щтампуется, сваривается аргонно-дуговой сваркой неплавяшимся
электродом. После сварки необходим обжиг при t = 750 °C. Предел
прочности сварного соединения составляет о = 980 МПа, т.е.
85...90 % от основного материала.
Для изготовления основных элементов конструкции топливных баков
(обечаек, днищ, шпангоутов, трубопроводов и др.) используются раз-
личные виды полуфабрикатов: листы, плиты, профили, трубы, поковки
и т.д.
Листы и плиты получают либо непосредственно после горячей про-
катки (горячекатаные), либо после холодной прокатки (холоднока-
таные). Листами называют катаные изделия толщиной от 0,3 до
Ю,5 мм. Изделия толщиной более 10,5 мм называют плитами. С целью
повышения коррозионной стойкости многие катаные изделия плакиру-
к>т. Применяют три вида плакировки катаных полуфабрикатов: нор-
мальную (А), утолщенную (У) и технологическую (Б). Технологическую
плакировку применяют для изготовления катаных изделий трудноде-
формируемых сплавов с целью улучшения поведения металла в процессе
горячей прокатки.
Сортамент профилей алюминиевых сплавов, выпускаемых промышлен-
ностью, насчитывает более 15 000 типоразмеров. По геометрическим
размерам их подразделяют на следующие группы: а) сплошные постоян-
ные сечения; б) полые постоянного сечения; в) сплавные периодичес-
кого сечения (с законцовками); г) панели.
Полые профили изготавливают двумя способами: прессованием заго-
товки сплошного сечения в комбинированную (языковую) матрицу и
прессованием полой заготовки по трубному методу. Необходимым усло-
вием прессования полого профиля по трубному методу является сим-
метричность его сечения относительно двух перпендикулярных осей.
Кроме того, из-за сложности осуществления надежной фиксации инст-
румента от разворота, обусловленной конструкциями действующих про-
цессов, в отечественной практике трубным методом можно прессовать
полые профили с круглым или некруглым отверстием, но только такие,
которые по внешней конфигурации приближаются к трубе.
Особенностью полых профилей, получаемых прессованием через ком-
бинированную матрицу, является наличие сварных швов (двух или
более в зависимости от конструкции матрицы) вдоль всего профиля,
образующихся в процессе прессования.
3.5. ИСПЫТАНИЯ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
Испытание как один из этапов жизненного цикла ракеты-носителя
имеет очень большое значение для проверки конструкции, ее отра-
ботки и, в конечном итоге, для обеспечения ее работоспособности.
Существует определенная ГОСТами и ОСТами структура испытаний, на-
чиная с исследовательских, во время которых ведется поиск конст-
руктивного исполнения отдельных агрегатов PH, до сертификационных,
когда принимается решение о соответствии характеристик созданной
ракеты требованиям задания.
Наиболее объемными и актуальными для топливного бака являются
стендовые (отработочные) испытания, имеющие своей целью определе-
ние показателей качества опытных образцов и технической документа-
ции, а также доведение их до соответствия предъявляемым требова-
ниям. В стендовых испытаниях принято выделять три этапа: автоном-
ная отработка агрегатов, механизмов, узлов и других элементов
конструкции; автономная отработка систем; комплексная отработка
в составе стендовых изделий. Первый этап испытаний, в свою
146
очередь, принято разделять
на конструкторские, дово-
дочные и чистовые испыта-
ния. Среди них выделим
конструкторские испытания,
в процессе которых прове-
ряется правильность выбран-
ной схемы агрегата (отсе-
ка), определяются основные
его характеристики, а
также подтверждается воз-
можность получения на йены- Рис. 3.41. Схема опрессовки
тываемой конструкции
характеристик, заданных на этапе проек-
тирования.
Основные виды конструкторских испытаний следующие: на прочность
(опрессовка): функционирование и соответствие заданным параметрам;
герметичность, функционирование и соответствие заданным параметрам
при крайних значениях температур.
Ниже в краткой форме рассмотрим только первый вид испытаний -
опрессовку как наиболее ответственный для топливного бака с точки
зрения проверки конструкторско-технологических решений силовой
конструкции, определения напряженно-деформируемого состояния бака
в процессе нагружения, установления критериев прочности, выявления
мест разрушения и оценки несущей способности.
Опрессовкой проверяются отдельные агрегаты и трубопроводы после
их сборки в цехах-изготовителях перед монтажом внутрибаковых
устройств. Для таких испытаний чаще всего применяется дистиллиро-
ванная вода с добавкой ингибитора, исключающего коррозию материала
бака.
Обшие принципы проведения опрессовки начнем рассматривать с
анализа схемы, представленной на рис.3.41. Максимальное давление
наддува в полете соответствует
max
₽ДПК
максимальному давлению
срабатывания дренажно-предохранительного клапана. Таким давлением
бак будет нагружен до уровня жидкости, начиная с которого давление
увеличивается пропорционально высоте столба жидкости до этого
уровня и осевой нагрузке, соответствующей рассматриваемому расчет-
ному случаю, т.е. на величину гидростатического давления
= "Л‘- (3,го)
Таким образом, давление в нижней точке днища топливного бака
определится следующим образом:
147
ma x ,
"1 - "лик • W-
(3.121)
Следует обратить внимание на тот факт, что поперечной и динами-
ческой нагрузками, составляющими в сумме весьма незначительную
долю от осевой нагрузки, как правило, пренебрегают, учитывая их в
запасах прочности. Чтобы учесть колебания высоты столба воды,
которой заполняется бак в процессе испытания, и разброс показаний
манометра, вводится коэффициент запаса = 1,05.
С учетом этого коэффициента давление р% запишется так:
. , max ,,
Р2 = '/'’ДПК *
(3.122)
Для обеспечения давления в нижней точке днища бака при
опрессовке водой необходимо заполнить бак на высоту столба Н. В
этом случае давление р определится следующим образом:
«5
Р3 = Р2 - Р*80Н’ (ЗЛ23>
где р - плотность воды; Н - высота столба воды.
В
Или с учетом (3.121) давление опрессовки будет равно
= рз = fl(pnnK + nxP8Qh} ~ р«8оН- (3,124)
опр «5 1 и в U
Как видно из схемы нагружения (см. рис.3.41),
верхнее днище и большая часть обечайки топливного
бака подвергаются значительно завышенным нагрузкам,
что приводит к завышению массы конструкции. Этот
эффект проявляется тем больше, чем длиннее
топливный бак.
Один из наиболее простых подходов, позволяющих
избежать проявления такого эффекта, заключается в
проведении опрессовки бака по частям, т.е. ис-
пытании отдельных частей бака. На рис.3.42 при-
ведена схема бака с совмещенным днищем, в котором
цилиндрическая часть весьма значительна (такой
случай характерен для кислородно-водородного 1
Рис. 3.42. Схема топливного бака по частям
148
блока). Опрессовка проводится отдельно для каждого из четырех
элементов, указанных на рисунке, с обязательной опрессовкой
каждого замыкающего сварного шва. При этом давление опрессовки для
водородного бака может быть выбрано в зависимости от давления
срабатывания дренажно-предохранительного клапана и коэффициента
безопасности f:
max
₽опр " ^ДПК'
(3.125)
Один из способов, который также может быть рекомендован для
опрессовки водородного бака, заключается в том, что вся конструк-
ция помешается в ванну с водой, чем исключается влияние столба
испытательной жидкости, и затем проводится опрессовка. Недостатком
этого способа является необходимость сооружения больших емкостей
для проведения испытаний.
Кроме того, испытание на прочность водородного бака может быть
совмещено с проверкой на герметичность. В этом случае бак запол-
няется гелием под давлением, равным давлению опрессовки, и одним
из методов, базирующихся на контроле утечки гелия, проверяется
степень негерметичности. Кроме совмещения двух технологических
операций, благодаря использованию в качестве рабочего тела гелия,
обеспечиваются условия испытания по температуре, близкие к рабо-
чим, что существенно увеличивает достоверность получаемых резуль-
татов.
। Г л а в а 4
I КОНСТРУКЦИЯ БАКОВ
/ С КРИОГЕННЫМИ КОМПОНЕНТАМИ
Криогенные жидкости, такие, как водород, кислород, азот и дру-
гие, находят широкое применение в ракетной технике как компоненты
топлива и рабочие тела ряда систем бортового комплекса. Жидкий
водород и кислород являются в настоящее время наиболее эффектив-
ными компонентами для жидкостных ракетных двигателей. Однако их
применение связано с необходимостью решения ряда технически слож-
ных проблем. Во-первых, криогенные жидкости имеют довольно низкие
температуры кипения (табл. 4.1), что требует разработки тепловой
зашиты баков от действия внешних и внутренних тепловых источников,
а следовательно, вызывает усложнение и утяжеление конструкции. Во-
вторых, проблема теплозашиты криогенных баков осложняется увеличе-
149
Таблица 4.1
Физические свойства криогенных жидкостей
Жидкость Плот- ность р. , 3 кг/м Темпера • тура ки- пения г . К КИП Теплота испарения Q . нсп кДж/кг Молеку- лярная масса, кг/кмоль м Теплопровод- ность газа, \ Вт/(м‘К) пря Р = Ю5 Па, | Г = 150 К ।
Кислород 1142 90,2 213.5 32 0,0127
Азот 804 77,4 197,5 28 0,0140
Водород 70 20,4 455 2 0.120
нием размеров топливных баков для кислород но-водородных разгонных
блоков. Действительно, можно показать, что при одинаковой по массе
заправке топливом объем бака горючего кислородно-водородного РБ
(при соотношениях компонентов топлива = 5,56) примерно в
7,2 раза, а объем бака окислителя в 1,12 раза больше объемов соот-
ветствующих баков кислородно-керосинового топлива (kg = 3,07) РБ.
Успехи развития ракетно-космической техники позволяют в настоя-
щее время создать достаточно легкие и надежные теплоизоляционные
конструкции баков, которые обеспечивают длительное хранение
жидкого кислорода и водорода, азота и гелия.
4.1. ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ БАКОВ
Выбор компоновочно-силовой схемы топливного отсека
криоген
с
ними компонентами, конструктивное исполнение тепловых и силовых
элементов бака определяются не только особенностями свойств компо-
нентов, но и значительным разнообразием условий функционирования
криогенных отсеков. Даже краткое рассмотрение этих условий являет-
ся крайне необходимым для правильного понимания задач, стоящих
перед проектантом и конструктором при разработке криогенного топ-
ливного отсека.
Усложнение конструкции и ухудшение массовых характеристик отсе-
ков при переходе от высококипящих компонентов топлива к криогенным
связано прежде всего с необходимостью обеспечения тепловой защиты
криогенных баков от различных тепловых источников (с целью умень-
шения прогрева компонентов и их испарения). Под тепловой зашитой
будем понимать теплоизоляцию баков с криогенными компонентами и
150
систему тепловых мостов (силовые связи баков между собой и с дру-
гими отсеками, элементы пневмо- и гидросистем, а также электричес-
кие цепи от баков к другим отсекам и т.д.).
Теплоизоляция обеспечивает тепловой режим баков с момента за-
правки на стартовой позиции. Теплопритоки в бак в указанный период
зависят от компоновочно-силовой схемы отсека, формы бака и конст-
руктивного исполнения изоляции. В процессе заполнения бака компо-
нентом происходит постепенное захолаживание конструкции бака и в
том числе теплоизоляционного покрытия. Понижение температуры в
изоляции может вызвать конденсацию отдельных компонентов газовой
смеси и уменьшение давления в объеме, занимаемом изоляцией. Кроме
того, при падении давления в изоляции возможен приток газа, влаги
извне (криогенный подсос газа). Все это в конечном итоге ухудшает
теплофизические свойства изоляции и может даже привести к ее
локальному повреждению.
Таким образом, для обеспечения эффективности внешней теплоизо-
ляции (размещаемой на внешней поверхности бака и непосредственно
контактирующей с окружающей средой) из ее полости еще до заправки
бака компонентом на стартовой позиции (речь идет о баке с жидким
водородом) должен быть удален воздух и исключен (в том числе на
весь последующий период полета) криогенный подсос воздуха через
имеющуюся в изоляции негерметичность. Удаление воздуха из полости
теплоизоляции бака с жидким водородом необходимо еще и для обеспе-
чения пожаро- и взрывобезопасности, поскольку многие изоляционные
системы имеют в своем составе материалы, взаимодействующие с жид-
ким воздухом. Кроме того, водород, вытекающий из бака, может обра-
зовывать с кислородом воздуха взрывоопасную смесь.
Для удаления воздуха, паров влаги, углекислого газа и фреона
(последние два газа могут быть в газовых полостях пенопластов) из
объема, занимаемого изоляцией, используется система осушки и вен-
тиляции изоляции. Данная система включает в свой состав гермообо-
лочку, изолирующую внешнее покрытие бака относительно окружающей
среды на этапах предстартовой подготовки и полета в условиях атмо-
сферы, и пневмосистему, обеспечивающую продувку изоляционных слоев
инертным газом (газовые баллоны, арматура для подачи газа и т.д.).
Гермооболочка обеспечивает защиту теплоизоляции от механических
повреждений (при эксплуатации), попадания воздуха и паров влаги.
При несущей схеме топливных баков гермооболочка предохраняет изо-
ляцию от аэродинамических нагрузок и нагрева на атмосферном участ-
ке полета. Если используется подвесная схема топливных баков, то
функции гермооболочки могут выполнять элементы конструкции корпуса
Разгонного блока либо, например, головной обтекатель.
151
В случае подвесных топливных баков гермооболочка выполняется
нежесткой, например, из полимерных материалов типа нейлона, фторо-
пласта, иногда в комбинации со слоями металлической фольги.
Выбор газа для заполнения, осушки и продувки изоляции баков с
жидким кислородом и водородом осуществляется на основе анализа
свойств газов и компонентов. Основным требованием к газу для
продувки изоляции является низкая теплопроводность и чтобы газ не
конденсировался на стенке бака с криогенным компонентом. Посколь-
ку эти требования противоречивы (см. табл. 4.1), целесообразно вы-
бирать газ, температура конденсации которого’ незначительно ниже
температуры жидкого компонента.
С учетом сказанного можно видеть, что теплоизоляцию бака с во-
дородом можно продувать гелием или азотом. В последнем случае на
стенку бака следует нанести подслой, например, пенопласта, темпе-
ратура внешней поверхности которого не ниже 77...80 К.
После окончания заправки баков топливом необходима некоторая
выдержка с целью захолаживания конструкции бака и топливной систе- ;
мы. В противном случае тепло, аккумулированное до заправки в кон-
струкции, приведет к дополнительному испарению компонента.
Таким образом, требуемый тепловой режим криогенного топливного
отсека может быть обеспечен следующими системами и устройствами:
теплоизоляционным покрытием и специальным исполнением тепловых
мостов;
системой осушки и вентиляции теплоизоляции баков;
системой захолаживания топливных магистралей и двигательной ,
установки;
системой осреднения температурного поля (дестратификация) в
жидком компоненте и захолаживания газа наддува; i
специальной заправочно-сливной арматурой, дренажными устройст-
вами и другой аппаратурой.
Значительные сложности при разработке конструкции топливных
баков возникают в связи с тем, что водород с кислородом при
определенном соотношении образуют взрывоопасную смесь. Избежать
этого позволяют мероприятия, которые необходимо предпринять при j
разработке конструкции топливных баков. 1
Прежде всего, конструкцию необходимо разработать такой, чтобы 1
разделить емкости баков окислителя и горючего. Это достигается 1
либо созданием межбакового отсека специальной конструкции, либо 1
применением двойного совмещенного днища с размещением между ними
теплоизоляции. Эти полости продуваются фреоном с последующей
проверкой на газоанализаторе на наличие водорода.
Трубопроводы окислителя и горючего размещают в различных гар-
152
Рис. 4.1. Элементы конструкции топливного бака с криогенными
компонентами:
/ — термомост; 2 — зона возможного образования воды; 3 — зона
возможного образования инея; 4 — зона продувки фреоном; 5 — гар-
грот трубопровода *Г'; 6 — гаргрот кабельной сети; 7 — теплоизо-
ляция
гротах, и в отдельном гаргроте проводят бортовую кабельную сеть.
Конструкция электросистемы выполняется в пожаро- и взрывобез-
опасном варианте. Конструкция топливного бака соответствует высо-
ким требованиям по степени герметичности. Конструкции трубопрово-
дов и люка выполняются сварными и только в крайнем случае разъем-
ными с обеспечением высокой степени герметичности.
\ Кроме изложенных выше особенностей необходимо учитывать обиль-
ное образование инея и в отдельных случаях льда на поверхности
Конструкции. Наличие льда на элементах конструкции искажает схему
нагружения и вызывает дополнительные, иногда нерасчетные напряже-
ния. Особенно это опасно для элементов кабельной сети, трубо-
проводов и теплоизоляции. По мере прогрева иней и лед рушатся и
превращаются в воду, которая скапливается в различных пазухах
(рис.4.1).
4.2. ТЕПЛОВЫЕ И СИЛОВЫЕ СХЕМЫ
ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
Температурный режим криогенных компонентов при условии мини-
мальных массовых затрат как на конструктивное исполнение отсека,
так и на потери компонентов испарением, может быть обеспечен
выбором компоновочной схемы, учитывающей тепловые связи криогенных
153
Рис. 4.2. Схемы несущих топлив-
ных баков с внутренним (а) и
внешним (б) теплоизоляционным
покрытиями
жесткость, предел текучести)
баков с другими отсеками ракеты-
носителя и окружающей средой.
С учетом места топливных ба-
ков в общей структуре корпуса
ракеты-носителя различают схемы
с несущим топливным отсеком, с
подвесными топливными баками и
комбинированные топливные отсеки.
Топливный . отсек с несущими ’
баками (рис.4.2) характеризуется
высоким конструктивным совер-
шенством.
Однако данная схема требует
применения конструкционных мате-
риалов, обладающих одновременно
высокими удельными механическими
свойствами (удельная прочность и
и высокой технологичностью (сва-
риваемостью, пластичностью, низкой чувствительностью к монтажным
напряжениям и механическим повреждениям в виде рисок, царапин и
других дефектов и т.д.) Поиск компромиссного решения должен
осуществляться с учетом влияния температуры на прочностные и
технологические свойства материалов. Действительно, в зависимости
от того как устанавливается теплоизоляция на баке снаружи или
изнутри, силовые элементы корпуса бака будут работать или в
условиях относительно высоких температур, или при температуре
жидкого компонента (см. разд. 4.3). При внутреннем расположении
теплоизоляции она подвергается силовому воздействию лишь со
стороны компонента, и выбор материала изоляции, ее конструктивное
исполнение определяются в значительной степени наличием контакта
с жидкостью. Изоляция, нанесенная на внешнюю поверхность бака,
будет испытывать не только тепловые, но и силовые воздействия
при прохождении плотных слоев атмосферы.
При выборе теплоизоляционного покрытия криогенного бака следует
помнить, что на траектории полета можно условно выделить атмосфер- -:
ный участок полета с относительно интенсивным нагревом и внеатмо-
сферный участок. Различный характер процессов нагрева на этих
участках, различная их продолжительность влияют на выбор схемы и
материалов теплоизоляционного покрытия.
Учитывая, что топливный криогенный бак находится в условиях
теплового и силового воздействий, можно рекомендовать следующие
схемы конструктивных решений для оболочки бака, отличающиеся сте- !
154
Рис. 4.3. Конструктивные схемы оболочки топливного бака
пенью интеграции различных функций одним конструктивным элементом
(рис.4.3).
Каждый элемент конструкции выполняет свою функцию (см. рис.4.3,
а), а именно: корпус бака 3, выполненный в виде оболочки, подкреп-
ленной продольным и поперечным силовыми наборами, воспринимает
внутренние и внешние нагрузки; пенопластовое покрытие 2 обеспечи-
вает требуемый уровень температуры на оболочке бака; для защиты
пенопластового покрытия от действия высоких температур использует-
ся внешняя теплоизоляция.
Часть функций объединена в одном конструктивном элементе (см.
рис.4.3, б). Так, основная несущая оболочка представляет собой
вакуумированную сотовую конструкцию 1, подкрепленную шпангоутами.
Внешняя теплозащита обеспечивается слоем изоляции 2.
Все функции выполняются одним элементом (см. рис.4.3, в) -
вакуумированный сотовой конструкцией, выполненной из материале®,
хорошо работающих как при низкой, так и при высокой температуре.
Топливный отсек с подвесными
для варьирования конструкци-
онными материалами корпуса
отсека и топливного бака. Как
и в случае предыдущей схемы,
выбор материала бака следует
выполнять с учетом низких ра-
бочих температур. В тепловом
отношении возможны две конст-
руктивные схемы:
изоляция наносится на внут-
реннюю поверхность отсека
и внешнюю поверхность бака
(рис. 4.4, а). Такое решение
баками дает большие возможности
Рнс. 4.4. Схемы теплоизоляции под-
весного топливного бака
может иметь место, когда теп-
лообмен между корпусом отсека
155
L
и баком осуществляется преимущественно излучением;
изоляция наносится полностью на поверхность топливного бака
(см. рис.4.4, б).
4.3. ПРОЕКТИРОВАНИЕ СИЛОВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ БАКА
Применение в качестве компонентов топлива криогенных жидкостей
вызывает при разработке конструкции ряд трудностей.
Во-первых, необходимо учитывать особенности влияния низкой тем-
пературы на механические свойства используемых материалов. Иссле-
дования механических свойств конструкционных материалов показыва-
ет, что их охлаждение приводит к повышению предела прочности при
растяжении, увеличению модуля упругости и ухудшению пластических
свойств материалов. Поэтому материалы, рекомендуемые к использова-
нию при криогенных температурах, должны характеризоваться не толь-
ко высокой удельной прочностью (жесткостью), но и пластичностью,
сопротивлением хрупкому разрушению, низкой чувствительностью к
концентрации напряжений при низких температурах.
Основными конструкционными материалами для криогенной техники
являются аустенитные хромоникелевые сплавы 12Х18Н10Т, 07Х16Н6,
03Х20Н16АГ6, алюминиевые сплавы АМгб, 1201, Д20, титановые сплавы
АТ2, ВТ5-1кт и ряд других (табл. 4.2).
Следует отметить, что упрочнение материалов с понижением темпе-
ратуры положительно сказывается на массовых характеристиках топ-
ливного бака. Эту зависимость можно учесть при проектировании ба-
ков при условии, что испытания на прочность будут проводиться при
низких температурах и при наземной эксплуатации нагрузки на конст-
рукцию бака не будут превышать допустимых.
Во-вторых, при низких температурах (близких к температуре жид-
кого водорода) материал становится хрупким, в нем могут образовы-
ваться микротрешины (сквозные или на определенную глубину). Если
топливный бак подвергается многократному заполнению и сливу компо-
нента топлива, то возможно накапливание в конструкции остаточных
деформаций и усиленное трещинообразование, которое ведет к разру-
шению конструкции. По некоторым оценкам, для конструкций подобного
типа допускается тысячекратное заполнение баков жидким водородом.
В-третьих, в оболочках топливных баков появляются значительные
градиенты температуры и соответственно большие термические напря-
жения. Эти явления имеют место в первую очередь вблизи термомостов
и при наличии внешней теплоизоляции.
И, в-четвертых, особое внимание при разработке конструкции си-
156
Таблица 4.2
Механические свойства сплавов при низких температурах
Марка материала Т. К а в %.2 Ею'3
МПа
АМгб 293 340 150 75,8
173 340 180 78,5
77 440 200 81.5
20 530 210 —
1201 293 440 350 72,0
77 550 400 77,8
20 650 460 78,8
ВТ5-1: 293 820 800 109,0
лист 8 • 2 77 1320 1310 118,0
20 1580 1400 —
лист 8 • 3 293 940 770 —
77 1440 1220 —
20 1780 1550 —
пруток ф 20 293 780 — —
77 1300 — —
1 ) 20 1400 — —
/ 03Х20Н16АГ6 293 680 370 201,0
77 1250 800 215,1
20 1470 950 —
4 1500 1000 216.9
12Х18Н10Т 293 695 260 206.0
77 1680 420 221,1
4.2 1730 500 223.5
левой оболочки необходимо уделить сварным соединениям, что объяс-
няется увеличением чувствительности сварного шва к концентрации
напряжений и уменьшением коэффициента прочности сварного шва
(табл. 4.3).
157
Таблица4.3 =
Предел прочности материала в сварном шве
Марка материала Предел прочности G . МПа в при температуре, К 293 77 20 j
12Х18Н10Т ВТ5-1кт АМгб 1201 574 963 - Я 740 1140 “ j 310 400 420 Ч 308 385 455
Опасность хрупкого разрушения вызывает необходимость глубокого
анализа напряженного состояния оболочки, особенно в местах соеди-
нений элементов различной жесткости (переход от одной толщины к
другой, от обечайки и днища к шпангоуту и т.д.). Зоны перехода
(места сопряжения, например, шпангоута с оболочкой) конструктивно
выполняются в виде оболочки переменной толщины, линейно изменяю-
щейся от 5 до 5 (рис.4.5). Расчет напряжений в оболочке перемен-
£ «5
Рис. 4.5. Расчетная схема стыковочного шпангоута
158
Рис. 4.6. Расчетная схема для определения краевых усилий
ной толщины представляет собой большие сложности, поэтому с прием-
лемой для инженерной практики точностью она заменяется оболочкой
постоянной толщины 5 = (S„ + Sj/2.
ср 2 3
Представим конструкцию бака, состоящую из сферического днища,
цилиндрической обечайки и соединяющего их шпангоута. Кроме того, в
составе оболочек выделим переходной участок 5 . Рассмотрим каждый
ср
из элементов конструкции отдельно, условно разделив их плоскостями
А, Б, В в местах их соединения. Каждый элемент находится под дей-
ствием внутреннего давления, уравновешиваемого безмоментными мери-
диональными усилиями S, направленными по касательной к срединной
поверхности оболочки. Эти усилия приложены и к шпангоуту, на кото-
ром они взаимно уравновешивают друг друга.
Под действием давления р и усилий S конструктивные элементы де-
формируются. Например, край сферического днища (рис. 4.6, точка А)
перемешается в радиальном направлении на Д( и поворачивается на
Угол Oj, шпангоут соответственно перемешается на Д и поворачива-
ется на в . Аналогично деформируются цилиндрические оболочки и
К
Шпангоут, изображенные на рис.4.5. Однако поскольку каждый из
Ментов имеет различную жесткость, то в точках А, Б и В будут
личные линейные и угловые деформации. В реальных условиях в
эле-
раз-
силу
159
совместной деформации краев элементов конструкции можно записать
уравнения совместной деформации:
Д=Д;Д=Д;Д=Д;
1А кА 2Б кБ ЗВ 2В
(4.11
Д - в ; 0 = в ; 0 = в , 1
1А кА 2Б кБ ЗВ 2В
что вызывает возникновение равномерно распределенных внутренних
сил X,, X. Хг и моментов X , X , X .
1 3 5 2 4 5
Деформации краевых точек элементов /, 2 и 3 (рис.4.5) опреде-
ляются всем комплексом силового нагружения р, S., X., а именно:
для оболочки 1 в точке А
Д.. = Дv. ~ Ду„ “ А :
1А Xl Х2 р (42)
в1А = " + вХ2'
для оболочки 3 в точке В
Дзв = ДХ5 " ДХ6 " V (4 3)
взв = вХ5 ~ ДХ6:
для оболочки 2 в точках Б и В (рис.4.5).
При расчете деформаций коротких оболочек необходимо учитывать
усилия не только в рассматриваемой точке, но и усилия в
противоположной краевой точке, а именно:
Д2Б = “ ДХЗ “ ДХ4 " ДХ5 * ДХ6 “ Др:
- 0у, * 0' + 0' ;
2Б ХЗ Х4 Х5 Хб
(4.4)
А„„ = - Ду, + Av, - Ау_ - Ду„ - А :
2В Хз - Х4 Х& Хб р
в2В = вХЗ вХ4 + вХ5 + вХ&
где Д', в' - деформации в рассматриваемой точке от усилий,
приложенных к удаленному краю.
160
Угловые и линейные деформации шпангоута определяются соотно-
шениями
14 2
М г
а _ к к
V ЁГ
X
кА
+ Va:
(4.5)
кБ
EF
~вуп'
К D
где
м - к/, - Х2 - \ * 3Л -
- Sa - " >* I !" - °2 Ь
р* = - + Х3 + S^cosp - рй,
где F — площадь шпангоута; г - радиус до центра масс шпангоута;
- момент инерции шпангоута.
Следует иметь в виду, что Д^., 0^. есть краевые деформации
элементов оболочки различной формы, вызываемые действием нагрузки
Х„ Расчетные соотношения для Д^„ 0^. можно найти в работе [23].
/ Решая систему уравнений (4.1) с учетом (4.2)...(4.5), определим
усилия X. (< = 1...6) и напряжения в шпангоуте
(4.6)
и оболочке
vf-
бХ
S2
(4.7)
±
Где S, X - меридиональное безмоментное усилие и изгибающий краевой
Момент в рассматриваемом элементе оболочки.
6 - 908 161
Таким образом, для каждого /-го элемента, а их может бьггь
больше или меньше в зависимости от требуемой точности, из условия
обеспечения их прочности < а* можно определить среднее на длине
элемента I. значение толщины 6^., а в итоге конструктивно реали-
зовать плавный переход, например, от шпангоута к обечайке.
4.4. ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ |
И КОНСТРУКЦИИ 1
Для наилучшего конструктивного исполнения теплоизоляционного
покрытия бака с криогенным компонентом необходимо учитывать
следующее:
1. Факторы внешнего силового и теплового воздействий за время
пребывания аппарата на стартовой позиции до и после заправки
компонентом, а также в период полета в атмосфере и космическом
пространстве.
2. Характеристики теплоизоляционных материалов и конструкций
как в условиях Земли, так и в условиях глубокого вакуума. При этом
принимаются во внимание не только теплофизические свойства мате-
риалов (теплопроводность, теплоемкость, плотность), но и механи-
ческие свойства (предел прочности, температурный коэффициент ли-
нейного расширения и газоотделение в вакууме).
3. Технологичность изоляции. Требования технологичности опреде-
ляют не только возможность производства определенных материалов,
но и качество контроля свойств самих материалов и конструкций в
процессе монтажа, простоту и надежность установки изоляции на кор-
пусе бака, сохранность свойств изоляции до нанесения на поверх-
ность изделия и в процессе монтажа (очень часто система теплозащи-
ты подвергается повреждению в большей степени в процессе сборки,
чем в течение всего последующего периода).
4. Эксплуатационные свойства. Разрабатываемая конструкция теп-
лоизоляции бака должна обеспечивать надежную защиту от влаги и
повреждений, возможность продувки изоляции.
Промышленностью в настоящее время отработано для криогенной
техники большое число теплоизоляционных материалов, таких, как
волокнистые материалы, пенопласты на различной полимерной основе,
а также различные теплоизоляционные конструкции, полученные путем
комбинации отдельных материалов.
К материалам, а также конструкциям на их основе, используемым
для теплоизоляции криогенных баков, предъявляют следующие требо-
вания: '
162
соответствие рабочей температуры материала условиям работы
конструкции;
низкие значения плотности, теплоемкости и теплопроводности;
высокие прочностные свойства (в первую очередь предел прочности
на сжатие и растяжение);
технологичность материала (возможность нанесения материала на
поверхности сложной формы);
хорошие эксплуатационные свойства (слабое влияние внешних
условий на свойства, стабильность свойств со временем, стойкость
материалов к разрушению в процессе эксплуатации и т.д.).
Одной из важнейших характеристик теплоизоляционного материала
является теплопроводность. Причем поскольку используемые материалы
являются высокопористыми, перенос тепловой энергии через слой изо-
ляции определяется большим числом элементарных тепловых процессов:
кондуктивным теплопереносом через каркас материала и газ, запол-
няющий поровое пространство; вынужденной конвекцией газа и излуче-
нием. Интенсивность протекания каждого из указанных процессов раз-
личным образом зависит от плотности материала и его структуры.
Интенсивность теплопереноса через слой материала определяется
кондуктивным переносом энергии (по каркасу и газу) и излучением
соответственно
X = X +
конд
16л2а
Ч"
л
(4.8)
где Т = ^(Г4 - Г4)/(Г -Г ) - эффективная температура слоя;
/л Г X Г X
Г, Г - температура горячей и холодной поверхностей; л -
* -8 2 4
показатель преломления; = 5,668-10 Вт/(м -Т ) - постоянная
Стефана - Больцмана; - коэффициент ослабления (м *).
Кондуктивную теплопроводность высокопористых материалов (р <
< 100 кг/м3) можно оценить соотношением
Х°
\онд ~ 1’2 -1’3 ! „ 2ДКп
(4.9)
0 5
где X - теплопроводность газа, заполняющего поры, при р = 10 Па;
163
Физические свойства газов
Таблица 4.
Газ 7 Л0 Ю’8, и С. К
Двуокись углерода 1.34 4.20 156
Азот 1,40 6,60 114
Гелий 1,66 19,36 80
Воздух 1.40 6,69 125
- 5 2 - А р
В = —*--------------. <у =
2(7*1) А 1 С ’
V
А - коэффициент аккомодации газа (0,3 - для гелия и водорода,
0,8...0,9 - для азота и углекислого газа); Кп = Л/8 - критерий
Кнудсена, отношение длины свободного пробега молекул газа Л к
характерному размеру порового пространства 8:
Л Г Р0 '*сП\>
Л ~ Т р 1 * с// •
0 0
где Ло - длина свободного пробега молекул газа при pQ = 105 Па И
Го = 300 К (табл. 4.4).
При выборе материала и оценке теплоизоляционной конструкции по
теплопроводности необходимо также учитывать, что обеспечение тре-
буемых свойств покрытия конструктивными мерами (например, гермети-
зирующие и уплотняющие слои) связано с определенными массовыми
затратами. Учитывая сказанное, на практике эффективность материала
как теплоизоляции оценивают по критерию рХ.
Рассмотрим некоторые используемые на практике теплоизоляционные
материалы и конструкции на их основе.
Волокнистые материалы
Волокнистые материалы находят широкое применение для теплоизо-
ляции сложных по форме поверхностей, отдельных элементов конструк-
ции и арматуры пневмогидросистем в силу их высокой технология
ности.
164 1
Материалы получают из кварцевого, стеклянного и минерального
волокон. Связь между отдельными волокнами реализуется за счет
естественного сцепления или с помощью связующих. Как правило, во-
локна контактируют друг с другом свободно, поэтому кондуктивная
теплопроводность зависит не только от свойств волокон, но и от
степени обжатия материала. Однако влияние последнего фактора на
кондуктивную теплопроводность X оказывается не столь значи-
тельным и можно рекомендовать к использованию соотношение (4.9).
При этом характерный размер порового пространства следует оцени-
вать выражением
S = (0,5... 1,8) , (4.10)
где d - диаметр волокна; П - пористость материала; 1 - П = р/р ,
р - плотность материала волокна.
Теоретические и экспериментальные исследования показывают, что
наилучшие теплоизоляционные свойства волокнистый материал проявля-
ет при использовании волокон диаметром около 1 мкм. Изоляция из
з
такого волокна плотностью 150. ..200 кг/м имеет в интервале
температур 77...300 Кив условиях вакуума значения X =
конд
= (0,5...0,6)• 10 3 Вт/(м-К).
Перенос излучения в волокнистых материалах удовлетворительно
описывается вторым слагаемым в выражении (4.8). При этом
k =---------л —j— , л = 1,1. (4.11)
Off d
Поскольку излучение является преобладающим процессом тепло-
переноса через вакуумированные изоляционные материалы, то с целью
его уменьшения можно добавить к волокнистому материалу металли-
ческие порошки (наилучшие результаты получены при использовании
Дискообразных частиц толщиной 10 и диаметром 5 мкм). Например, до-
бавка алюминиевого или никелевого порошка в количестве около 30 %
в материал из стекловолокна диаметром 0,6 мкм обеспечивает тепло-
проводность (0,2...0,3)40 Вт/(м-К) (при Г = 77...300 К).
Однако указанные смеси характеризуются рядом недостатков:
склонностью металлического порошка к окислению, расслоению смеси
при вибрациях и др.
Волокнистая изоляция используется для зашиты конструктивных
165
элементов, например, баков с жидким кис-
лородом, а также как элемент составных
покрытий.
Конструктивно изоляция выполняется в
виде слоя волокнистого материала 2,
укладываемого на защищаемой поверхности 1
и прижимаемого тканью 3 (рис.4.7).
Пенопласты
Основой многих теплозащитных покрытий
криогенных баков являются пенопласты. Они
Рис. 4.7. Теплоизоляция также могут использоваться автономно и
днища как элементы более сложных по составу
покрытий.
Структура пенопластов представляет собой отвердевшую пену,
образующую систему заполненных газом ячеек, изолированных относи-
тельно друг друга или связанных между собой. Как показывают иссле-
дования, используемые на практике материалы имеют закрытую порис-
тую структуру (80...88 % от всего объема). В качестве исходного
материала используют полистирол, полиуретан, фенольные и эпоксид-
ные полимеры и ряд других.
При уменьшении температуры в замкнутых объемах пор может проис-
Свойства пенопластов
Характеристика материала
фф ФК-20 ФПР-1 ПЭ-1,2
р, кг/м 150. . .190 150...190 40...60 90,..320
а , кПа 800 800 50 700...50
в
Х20 °C’ ВТ/("‘К> — - 0,046 —
а- ю 6, м2/с 0.19. ..0.18 0,196 —.
С. кДж/(кг'К) 1.6 1.52 — 1.6
£, МПа — — — —
0-ю'6, 1/К — — — —
166 X'
ходить конденсация газа и понижение давления (процесс самовакууми-
рования). Под действием перепада давлений между окружающей средой
и объемом изоляции возможно появление потоков массы газа внутрь
изоляции (криогенный подсос), т.е. проникновение атмосферного
воздуха через стенки пор в пенопласте. Накапливающийся на холодной
стенке изоляции конденсат вызывает ухудшение теплоизоляционных
свойств материала, может привести к его локальному механическому
разрушению. Следует заметить, что процесс замещения пенообразую-
щего газа (фреон) тем газом, в который помещен материал, относи-
тельно длителен. Так, проникновение воздуха происходит через не-
сколько месяцев, а водорода и гелия через несколько недель.
Таким образом, для стабилизации процессов теплопереноса внутри
пенопластов, а следовательно, и теплофизических свойств, предот-
вращения криоподсоса слой пенопласта целесообразно герметизи-
ровать; Однако обеспечение надежной герметизации связано с
дополнительными массовыми затратами на величину (р8) =
— 1,2...1,5 кг/м2, что значительно утяжеляет покрытие (рб)^ •
Теплопроводность пенопласта можно рассчитать по соотношению
(4.8), где = —п (1 - П)/ф п - 1,5, d - средний размер пор,
величина которого зависит от плотности материала (при р =
з
= 30...70 кг/м , d = 50... 100 мкм). Характерный размер порового
пространства 8 - d.
Т а б л и ц а 4.5
j Марка пенопласта
/ ПЭ-6 ПЭ-7 ППУ-3 ПСБ ПС-1
-60°С -20°С О -60 С ♦ 20°С
20...50 40...60 70 50 200
30... НО 180 300 400 360 3200 2700
0,025...0,04 — — 0,037 _ -
— — —. — —. —
1.6 1.6 1,46 1,67 2,0
— — — 8,5 — —
15...60 60...80
167
Применяемые на практике пенопласты (типа 1111У, ФФ, ФК, ПЭ)
различаются по плотности, механическим и теплофизическим свойствам
(табл. 4.5). Важным моментом, характерным для пенопластов,
является относительно высокий температурный коэффициент линейного
расширения (для р = 10...80 кг/м3 0 = (70... 120)• 10 6 1/К (по
сравнению с его значениями для материала стенки бака, например из
АМгб или 1201 (0 = (8... 16)-10 6 1/К). Большая разность значений
температурного коэффициента линейного расширения для пенопласта и
материала стенки вызывает относительно большие термические
напряжения в изоляции и может привести к ее разрушению. Для
обеспечения работоспособности пенопласта он с внешней поверхности
упрочняется (армируется) волокнами.
Внедрению пенопластов в криогенную технику способствует высокая
технологичность нанесения изолирующего слоя на поверхность различ-
ной степени сложности. Теплоизоляционные покрытия могут быть полу-
чены установкой на поверхности баков заготовки различной формы
(рис. 4.8), заливкой в полость изделия или щели, где и происходит
реакция вспенивания и отвердения, напылением изоляции на защищае-
мую поверхность.
Важным моментом при использовании метода формирования является
обеспечение адгезии пены к материалу подложки. Для повышения
Рис. 4.8. Схема установки изоляции на поверхности бака жидкого!
водорода:
/ — тедларовая пленка; 2 — нейлоно-фенольные слои; 3 — пенопласт;
4 — сотовый заполнитель; 5 — алюминиевая пластина; 6 ~ уплотни-j
тельная слоистая перегородка; 7 — заполнитель с пенопластом; 8
клей; 9 — обработанная алюминиевая пластина; 10 — сегмент; II ~
сварное кольцо; 12 ~ сварной бак; 13 — бак с нанесенной изоляцией
168
— з
адгезионных свойств материал может быть подвергнут обработке трав-
лением, грунтовке и т.д.
Нанесение вспениваемой массы методом напыления позволяет
получать более тонкие слои, чем при заливке. Этот способ особенно
перспективен при изоляции больших поверхностей сложной конфигу-
рации.
На высокой адгезии к металлам (алюминиевым сплавам, коррозион-
но-стойким сталям) пеноэпоксидов основано получение многослойных
покрытий, состоящих из слоев различной плотности. С этой целью
используются предвспененные заготовки, которые послойно наклады-
вают друг на друга, а затем повышают температуру в форме до
120... 150 С, при этом объем заготовки увеличивается и слои прочно
сцепляются друг с другом без применения каких-либо специальных
адгезивов.
Пример конструктивного решения теплоизоляции водородного бака
слоем пенопласта приведен на рис. 4.9, а. Покрытие 2 набирается из
отдельных слоев. Внешняя оболочка 3 - стеклонити, пропитанные смо-
лой, препятствует разрушению пенопласта в результате растрески-
вания. Полость между стенкой бака и пенопластом по каналам 1 про-
дувается гелием, предотвращающим конденсацию газа и взрыв в случае
возможных утечек водорода.
Несколько сложнее теплоизоляция показана на рис.4.9, б. Изоля-
ционная система представляет собой фенольную сотовую конструкцию,
заполненную пенополиуретаном 2 и приклеиваемую с внешней стороны
бака. Герметизация изоляции осуществляется слоями нейлоно-феноль-
ного материала 3 и полимерной пленкой 4. Как и в предыдущем
случае, изоляция по каналам / продувается гелием.
В рассмотренных выше конструктивных решениях теплоизоляция на-
носится на внешнюю поверхность бака. Определенные преимущества
имеют теплоизоляционные покрытия, наносимые на внутреннюю поверх-
ность, а именно:
клеевое соединение теплоизоляции с баком работает при относи-
тельно высокой температуре;
169
исключается криогенный подсос воздуха; Я
меньшая вероятность повреждения изоляции при сборке; !
через изоляцию проходит меньшее число узлов крепления и термо-
мостов.
Однако такое конструктивное решение характеризуется и рядом
существенных недостатков:
возможностью проникновения компонента внутрь изоляции;
трудностью контроля качества нанесения изоляции на стенку бака;
возможностью забивания расходных магистралей отколовшимися
кусками изоляции.
Схема внутренней теплоизоляции стенки бака вафельной конструк-
ции приведена на рис. 4.10. Изоляция состоит из пенопласта 1, арми-
рованного стеклонитями, стеклоткани 2, пропитанной эпоксидной смо-
лой, механически связывающей отдельные блоки пенопласта и являю-
щейся герметизирующим покрытием; слоев напыленного герметика 3,
затрудняющего проникновение водорода в изоляцию (в реальных усло-
виях водород проникает с течением времени в изоляцию и ухудшает ее
характеристики). °
Характеризуя эффективность пенопластов как теплоизоляционных
материалов, можно отметить, что она относительно высока примени-
тельно к атмосферным условиям полета. Когда длительность внеатмо-
сферного участка полета становится значительной, то более эффек-
тивной теплоизоляцией оказывается ЭВТИ или комбинация ЭВТИ с пено-
пластом.
4.5. ТЕПЛОВЫЕ МОСТЫ
Бак с криогенным компонентом имеет с другими отсеками и агрега-
тами большое число функциональных связей: силовых, пневмогидравли-
ческих, электрических, которые реализуются в виде узлов крепления,
трубопроводов пневмо- и гидросистем и электрических кабелей.
Указанные конструктивные элементы и представляют собой так
называемые тепловые мосты (термомосты), по которым происходит
перетекание тепла от относительно горячих конструкций к топливному
баку.
Из большого разнообразия термомостов рассмотрим силовые элемен-
та системы крепления и трубопроводы.
Крепление бака с другими отсеками может быть осуществлено
оболочечными и ферменными конструкциями (рис.4.11). В качестве
конструкционных материалов широко используют коррозионно-стойкие
стали аустенитного класса, титановые сплавы и композиционные мате-
170
Рис. 4.11. Схемы крепления топливного
бака с криогенным компонентом /
риалы на основе стекловолокна, которые
характеризуются высокими прочностными ____________________---------
свойствами и относительно небольшим I \
значением рХ, определяющего эффектив- Т j
ность материала как теплоизолятора. -----------*—Ц
Сравнение оболочечных и ферменных
конструкций показывает, что если первые имеют относительно низ-
кие массовые характеристики (как силовые элементы), то как
теплоизоляторы по сравнению с фермами они обеспечивают большой
теплоприток. Окончательный вывод относительно эффективности
применяемого конструктивного решения можно сделать лишь на
основании всестороннего учета влияния внешних (силовых и тепло-
вых) факторов на интегральные массовые затраты (с учетом испа-
рения компонента).
Относительно небольшой теплоприток через ферму объясняется, во-
первых, большим термическим сопротивлением самих стержней по срав-
нению с оболочечной конструкцией (при одинаковой несущей способ-
ности) и, во-вторых, использованием шарнирных соединений (больше
контактное сопротивление).
В конструктивном отношении стержень состоит из трубы, выполняе-
мой, как правило, из композиционного материала (стеклопластика,
углепластика), и концевых фитингов, обеспечивающих передачу ло-
кальной нагрузки на отсек. Фитинги выполняются из металлических
материалов, которые относительно хорошо согласуются с композицион-
ным материалом стержня по величине температурного коэффициента ли-
нейного расширения и имеют низкую теплопроводность (титановые
сплавы). Для уменьшения массы фитингов они могут быть изготовлены
из двух материалов (например, ОТ4 и Д16).
Уменьшению тепловых потоков через стержни способствует не толь-
ко выбор материала, но и заполнение внутреннего объема стержня
кварцевым или стеклянным волокном, а также нанесение теплоизоляции
на внешнюю поверхность.
В этом случае интегральный тепловой поток через теплоизолиро-
ванный стержень диаметром d будет равен сумме теплового потока
через сам стержень
X Хр1
Q = F ДГ -у- * — (4.12)
из ст
171
и теплового потока по изоляции в направлении, параллельном бок<
поверхности стержня.
5 Р I
Я.. • М7 • 14'3’
СТ I
где р, F^ - периметр и площадь поперечного сечения стержня; Х^ -
теплопроводность материала стержня; Х^, Хц - соответственно тепло-
проводность изоляции в направлении, перпендикулярном и параллель-
ном боковой поверхности стержня; 5 - толщина изоляции; I
длина стержня; ДГ = Гр - Г* - перепад температур на длине стержня.
Из анализа приведенных выше соотношений следует, что тепловой
поток (Q + Q ) достигает минимального значения при оптимальной
ст из
толщине изоляции
(4.14)
и оптимальной длине стержня
I
opt
38 (X d /4А..8 )
ИЗ СТ СТ II из
X
(4.15)
Примеры конструктивного исполнения стержня из композиционного
материала приведены на рис.4.12. Среднее значение теплопроводности
стержней подобной конструкции в интервале температур 20...30 К
примерно 0,4 Вт/(м-К).
Дальнейшее уменьшение теплопритока через стержень может быть
достигнуто увеличением контактного термического сопротивления, а
именно: путем создания многократных, последовательно расположенных
контактов между повторяющимися элементами законцовок. Многокон-
тактные опоры характеризуются контактом между тонкими пластинами '
(рис.4.13). Большего сопротивления удается достигнуть посредством;
помещения между пластинами сетчатых прокладок. Например, использо-
172
Рис.14.12. Конструктивные схемы стержней:
I — I фитинг; 2 - труба; 3 — волокно
вание прокладок толщиной 0,8 мм из стеклопластика СВАМ снижает
теплопроводность стопки пластин примерно в 2 раза по сравнению с
монолитным материалом.
По результатам отдельных экспериментов среднее значение тепло-
проводности при увеличении нагрузки до 3,5’10 Па возрастает при-
мерно в 2.8...3 раза (при перепаде температур на стопке пластин
20...300 К). Некоторые данные по термическому сопротивлению (R* =
- I /X ) стопок контактируемых пластин как функции удельной на-
к к
грузки (Р - N/R ) приведены на рис.4.14.
Как видно из рисунка, термическое сопротивление контактов между
металлическими пластинами меньше, чем между неметаллическими.
Как отмечалось, использование в конструкции крепления криоген-
ною бака шарнирных соединений позволяет еще более увеличить
термическое сопротивление соединений. Действительно, в месте
соединения типа "ухо - вилка” термическое сопротивление зависит от
теплофизических и механических свойств материалов контактирующих
I ' 173
йк,(мг'К}/Вт
Рис. 4.14. Зависимость контактного сопротивления от
нагрузки для различных вариантов конструктивного исполнения опор:
1 — 320 пластин 5 - 0,10 мм из стали Х18Н1ОТ (после
пл
дробеструйной обработки); 2—63 пластины 8 = 0,15 мм из стали
ПЛ I
Х18Н1ОТ (с накаткой) с прокладками из пяти слоев пленки ПЭТФ; 3 —
17 пластин 8 = 2,0 мм из стеклопластика СВАМ с прокладками 8 -
пл ПЛ
• 0,1 мм из стали Х10НЮТ (после дробеструйной обработку) с
прокладками из пяти слоев ПЭТФ; 4 — 200 пластин 8 1 0. I мм из
пл
стали Х18Н1ОТ-М (после дробеструйной обработки) с прокладками из
пнти слоев ПЭТФ; 5 — 257 пластин 8 = 0,1 мм из стали Х18Н1ОТ с
пл
прокладками из пяти слоев стеклобумагн МКВ
элементов, а также нагрузки, передаваемой через площадку контакта. I
Если представить стержневую опору как последовательное соедине-1
ние ’’многоконтактная опора - стержень - многоконтактная опора”, то!
значение эффективной теплопроводности такой опоры X можно оце-1
Эфф I
нить следующим образом. Суммарное термическое сопротивление равно ]
I I I
п _ ст_______________СТ 0 к
2 * ж " * F X F
Эфф СТ СТ СТ к к
Откуда
1 = --------—________
эфф 1 - 2R /R
к ст
где R*. R^ - 'термическое сопротивление контактной опоры и стержня
соответственно.
174
Рис. 4.15. Схемы гофрированной трубы
1 Теплоприток в бак через трубопроводы
(иаддува, дренажный, забора топлива и
т!д.) определяется теплопроводностью че-
рез стенку и газ или жидкость, конвекцией
и излучением. Основная часть теплового
потока определяется теплопроводностью
стенок трубопроводов. Поэтому, как и в
случае силовых опор, основными путями
увеличения термического сопротивления рас-
сматриваемых элементов будут выбор ма-
териалов и теплоизоляция трубопроводов.
Уменьшению теплопритока через трубо-
пржод диаметром d способствует разме-
щение его в слое изоляции на рассто- •
яник параллельно поверхности бака. При этом длина трубопровода,
при которой обеспечивается минимальный теплоприток по трубе, будет
равйа
I I X F Arcch(2/,/tf )
И _ J тр ТР________________1 ТР
« opt ffX
1 из
(4.17)
Большой практический интерес представляет собой замена трубо-
провода d (г ) гофрированной трубой той же длины и толщиной стен-
I тр в
ки 5 рис. 4.15). В случае такой замены при постоянной высоте рабо-
чая длина гофрированной трубы L увеличивается, а соответственно
изменяется термическое сопротивление. Однако наличие теплообмена
между стенками гофра путем теплопроводности через газовую прослой-
ку (свободная конвекция отсутствует) несколько уменьшает термичес-
кое согротивление.
Теплоизоляция сильфона с наружной стороны, естественно, умень-
шает тфлоприток через трубопровод, но заполнение зазоров между
гофрами волокнистым материалом не изменяет величину теплопритока в
бак. |
175
4.6. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ
ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННОГО ПОКРЫТИЯ
в
с.п
В процессе проектирования теплоизоляционного покрытия (ТИП)
выбираются: схема ТИП (внешнее и внутреннее покрытие); структура
(число слоев и материал каждого слоя); геометрические параметры
слоев (толщина слоя по всей теплоизолируемой поверхности) при
некоторых условиях теплового q(t) и силового pit) нагружения.
Для теплового нагружения топливного бака характерны след уюте
режимы (4.16): нахождение на стартовой позиции q , движение
С.П
плотных слоях атмосферы (р^ > 0,13 кПа, q& ) и разреженных сл<ях
атмосферы q* .
При нахождении PH на стартовой позиции тепловой поток в бак
определяется процессом свободной конвекции, которая описывается
критериальным уравнением
Nu = 0,135(GrPr),/3,
где Nu = al/\ - критерий Нуссельта; Gr = ДТ -
(4.18)
критерий
v
Грасгофа; Рг = v/a - критерий Прандтля;
176
оо w
Т * Т
\fi - Т ’ Гср ~ 2
ср
I V- характерный размер (высота) бака; v = - коэффициент
I . X
кинематическом вязкости; а = - температуропроводность.
можно записать относительно коэффициента
Соотношение (4.18)
теплообмена
а = k Jr - Г ,
ОО И»
г® ‘ ИиШН0: ‘юок • 376: *200К • 2’М; ‘мок -
= 1.71 Вт’м ‘2К‘,/3.
Для стационарного режима прогрева ТИП, предполагая Т& = Т*
(рис.4.17), можно записать:
q = а(Т - Т ) = [ У (Г - Т ).
4 ОО И) I S J W Ж
ТИП
Откуда
Bi Т * Т Т -Т
— ОО Ж ОО ж________
ГЮ 3 1 * Bi и 4 3 1/а * (5/Х )
ТИП
(4.19)
(4.20)
*/5тип
- критерий Био.
На активном участке полета величина
теплового потока зависит от параметров
газового потока, положения рассматри-
ваемой точки на поверхности и компо-
новки носителя. Пример тепловой на-
грузки для подвесного топливного бака
приведен на рис.4.16.
Нестационарное распределение темпе-
ратуры по толщине слоя (см. рис.4.17)
определяется решением уравнения тепло- Рнс.
4.17. Схема теплово-
го нагружения стенки бака
проводности
177
<*>тип гГ = k (*™п И М-2|
при граничных условиях:
“ ХТИП <Ъу~ = а(Тг ~Тш* ~ На в,юшней И»™»;
ЭГ ЭГ8 Ц
"Чип W • (рс5)ст дГ * аЛ ~ТЖ} ,й “утренней грани^еЛ
где р, с, 8 - параметры стенки; а, - определяются соотношениями
разд. 2.4.; а* - коэффициент конвективного теплообмена на границе
стенка - жидкость. [
В качестве начального условия T(t - 0, у) рассматривается
распределение в режиме стартовой позиции. '
При решении уравнения (4.21) можно предположить постоянство
теплофизических характеристик ТИП по толщине слоя, но обязательно
необходимо учесть зависимость теплопроводности от давления в слое
изоляции (р = р(/)) вследствие изменения внешнего давления по
траектории полета или процесса самовакуумирования.
При выборе материала покрытия необходимо обеспечить минимум
массы ТИП (материал слоя должен обладать такими теплофизическими
свойствами, которые дают (fAa') . ).
min
При выборе толщины теплоизоляционного слоя необходимо учесть:
по-первых, с увеличением толщины слоя возрастает масса ТИП, а
именно:
ттип “ ^тип5.
(4.22)
где S - площадь теплоизолируемой поверхности;
во-вторых, с увеличением 8ТИП уменьшается тепловой поток в
топливный бак:
Т - Т I
_______Г ж_________
1/а * <«/Х)т„„ |
ТИП
- среднее значение теплового потока по траектории и соответственно
уменьшается масса испарившегося компонента
178
qhrS
(4.23)
где Дт
нсп
период нагрева; Н
НСП
теплота испарения
жидкого
компонента.
Учитывая сказанное, выбираем таким, чтобы был
обеспечен
минимум суммы
(4.24)
Табл
Статистические характеристики теплоизоляции
топливных баков
и ц а 4.6
Объект Схема изоляции. материал Тол- щина слоя, мм Сред- няя плот- ность. , 3 кг/м Масса еди- ницы по- верх- ности. , 2 кг/м Эффективная теплопровод- ность. Вт/(м*К)
Бак Н2 И ступени PH *S=V' Внешняя изоляция, пенопласт 40,6 100 4,15 0.064...0,13
Ба к Н2 И ступени PH *S=V' (вариант изоляции) Внешняя изоляция, вакууми- рованные соты 25 150 2.4 0.035...0.049
Бак Н Ш 2 ступени PH *S=V* Виутреняя изоляция, пенопласт 25,4 81,2 2,04 0,039...0.072
Промежуточ- ное днище топливного бака Ш ступени PH 'SV' Соты, за- полненные стеклово - локиом 102 64 0,070
179
т
После несложных
получим
^TMnopt
j ПМХ
ТИП
•. (4.25)
а/(рХ)
- ТИП
_ аДТАт
* ---------максимально
исп
возможные на траектории потери
max
где т„
лисп
Рис. 4.18. Выбор толщины ТИП
массы компонента (при отсутствии теплоизоляции).
Характеристики некоторых применяемых на практике теплоизо-
ляционных покрытий приведены в табл. 4.6.
В более точной постановке задача выбора толщины ТИП может быть
решена так:
для некоторой схемы и материала ТИП задаемся набором значений
5тип’
решая уравнение (4.21), определяем тепловые потоки в бак и
массу испарившегося компонента ;
находим оптимальное значение толщины ТИП (рис.4.18).
Относительно теплопритока в бак через тепловые мосты следует
заметить, что он невелик по сравнению с теплопритоком через
теплоизоляцию. Однако его необходимо учитывать при проектировании
термомостов, при анализе теплового состояния в окрестности этих
мостов.
Г л а в а 5
ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ТОПЛИВНЫХ БАКОВ
5.1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ
Герметичность - свойство изделия или его элементов, исключающее
проникновение через них газообразных и (или) жидких веществ (ГОСТ
26790-85).
Этим объясняется то, что для топливных баков требование по
герметичности является одним из определяющих. Количественная мера
герметичности зависит от многих обстоятельств: вида компонентов
180 J
топлива, времени нахождения летательного аппарата в заправленном
состоянии, условий окружающей среды и т.д.
Количественной мерой герметичности отсеков летательных аппара-
тов является степень герметичности - характеристика герметизиро-
ванного изделия, определяемая суммарным расходом вещества через
его течи. Под течью при этом понимается канал или пористый участок
изделия (или его элементов), нарушающей их герметичность.
В общем виде негерметичность замкнутого объема характеризуется
объемным расходом контрольного газа, приведенным к определенному
давлению, в единицу времени (поток газа).
п Ур (т> м3 Па 1 Г л'мкм рт.ст. 1 ,,
Q = Вт = —-------------- или ------------------- , (5.1)
где V - объемное количество газа, проникающего через участок
негерметичности, м (л); р - давление газа, Па (мкм рт. ст.); i -
время, с (в скобках указаны ранее используемые единицы измерения).
Соотношения между потоком газа в системе СИ и СГС следующие:
3
, , м Па _ г, ,„3 л’мкм рт.ст.
1 Вт = 1 -------- = 7,51 40 --------с-------- ,
с с
3
1 л'мк^^ = 1,33-10 4 S-Па- = 1,33-ГО’4 Вт.
с с
1 В современной практике контроля герметичности в зависимости от
требований по герметичности, предъявляемых к отсеку, и от метода
Проверки герметичности применяют различные критерии оценки степени
герметичности, основными из которых являются: суммарная утечка
(натекание), локальная утечка и время падения давления.
Суммарная утечка - утечка через все микронеплотности контро-
лируемой поверхности, т.е. величина Q в соотношении (5.1).
Локальная утечка - утечка через локальные микронеплотности
контролируемой поверхности.
Время падения давления - время спада давления от исходной
величины (больше атмосферного) до атмосферного после прекращения
подачи в него контрольного газа.
Причинами утечки рабочего тела из герметизируемой полости явля-
ются: конечная проницаемость не имеющего дефектов основного
материала или (и) уплотнения по отношению к рабочему телу
(рис.5.1, а); наличие микроканалов как следствие дефектов в
181
к
Герметизируемая
полость
Рабочее
тело
а
внешняя
среда
Рг
внешняя
среда
Pj> Рг
внешняя
среда
Рис. 5.1. Каналы утечки рабочего тела из герметизируемой плоскости
Pi>Pz
в
основном материале, так и в местах неразъемных соединений
[сварного (см. рис.5.1, б) или паяного шва, клеевого соединения];
наличие микроканалов между основным материалом конструкции и
уплотнением за счет шероховатостей в месте стыков и неплотным их
облеганием материалов уплотнения (см. рис.5.1, в). Рассмотрим в
краткой форме механизм утечки по каждой из указанных причин.
Жидкости, подобно твердым телам, характеризуются незначительной
сжимаемостью и большой плотностью, но в то же время не обладают
упругостью и легко текут. Проникающая способность жидкости обус-
ловлена тем, что ее молекулы совершают тепловые колебания около
некоторых положений равновесия, которые в отличие от твердых тел
не являются неизменными. По истечении некоторого времени молекулы
перемешаются из одного положения равновесия в соседнее. Проникаю-
щая способность жидкости в значительной степени зависит от динами-
ческой вязкости, которая весьма различна для разных жидкостей
(табл. 5.1).
При обычных давлениях и температурах среднее расстояние между
молекулами газа примерно на порядок больше, чем в жидкостях и
твердых телах. Поэтому плотность газов значительно меньше плотнос-
ти жидкостей. Увеличение плотности и вязкости, как правило, сопро-
вождается снижением проникающей способности. Большое влияние на
проникающую способность оказывает смачивание жидкости, его капил-
лярная постоянная.
182
Таблица5.1
Свойства сред
Г ерметнзнру емая среда Плотность, , 3 кг/м Вязкость динамичес- кая, мПа'с Поверхностное на- тяжение на гра- нице с воздухом .3 10 . Н/м
Гелий 0,178 0,0188 —
Воздух 1,293 0,0181 —
Керосин 790...820 1.8 24,0
Вода 998 1,01 72,7
Минеральное 840...890 10...20 36,4
масло
В табл. 5.1 представлены данные, характеризующие проникающую
способность сред, наиболее часто используемых в машиностроении для
контроля герметичности соединений. Плотность гелия почти на поря-
док меньше плотности воздуха при примерно одинаковой вязкости.
Естественно, что герметизация емкостей с гелием наиболее трудоем-
кая. Плотность жидкостей почти на три порядка превышает плотность
воздуха, поэтому они уступают газам по проникающей способности.
Керосин, вода и масло незначительно различаются по плотности и
существенно - по параметрам смачивания. Наиболее легко из пред-
ставленных в таблице сред герметизируется минеральное масло, обла-
дающее очень высокой вязкостью.
Проникающая способность жидкостей увеличивается с возрастанием
кинетической энергии теплового движения молекул, которое противо-
действует стремлению молекулярных сил к уменьшению поверхности.
Поток газа за счет проницаемости газов через не имеющий дефек-
тов материал может быть определен по следующей зависимости:
с
Q = k - р2), (5.2)
Г £ I
где k = 4^ | ~ коэффициент проницаемости, определяемый в
основном экспериментальным путем для каждой системы "рабочее тело
~ стенка”; S - площадь стенки: S - толщина стенки; Е - энергия
активации для активной диффузии; А - константа, соответствующая
значению k при Е = 0.
Таким образом, проницаемость определяется в значительной степе-
183
ни, кроме толшины стенки, перепада давлений и температур, составом
системы ’’газ - стенка”.
Отметим влияние на проницаемость способа получения материала
стенки. Металлы, имеющие крупнозернистую структуру, в большинстве
случаев отличаются большой проницаемостью, так как пространство
между зернами может быть незамкнутым. При литье деталей неизбежно
получение крупнозернистой структуры. Поэтому литые детали не реко-
мендуется применять для узлов и отсеков, которые должны обладать
высокой герметичностью. Следует также иметь в виду, что на прони-
цаемость конструкционных материалов влияет его химический состав.
Например, проницаемость сталей для водорода возрастает с увеличе-
нием содержания в них углерода.
При оценке путей возможных утечек для практически используемых
конструкционных материалов и толщин герметических емкостей необхо-
димо иметь в виду, что утечки, вызванные проникновением жидкого
тела через основной материал (металл), даже при значительных пло-
щадях поверхности практически не имеют места и могут не учитывать-
ся при оценке герметичности топливных отсеков с характерными для
настоящего времени требованиями.
Диффузия компонентов может иметь место для элементов конструк-
ции, изготовленных из неметаллических материалов (разделительные
мембраны, резиновые уплотнения и т.п.).
Проницаемость газа через резиновые уплотнения для одной из
наиболее широко распространенных форм (кольцо с круговым сечением)
может быть оценена по следующей зависимости:
Q = O,133-M1D(1 - е)2Др, [Вт]. (5.3)
где k - коэффициент запаса (fe = 1,2... 1,5); П - коэффициент
проницаемости материала уплотнения по конкретному газуП, Вт; D\ -
средний диаметр уплотнения, м; е - степень поджатия уплотнения
(0,25...0,40); Др - перепад давлений на поверхностях уплотне-
ния, Па.
В табл. 5.2 в качестве примера приведены величины коэффициента
проницаемости для нескольких сортов резины по азоту и гелию.
Второй причиной утечек, как указывалось выше, является наличие
микроканалов как в основном материале (дефекты), так и в районе
неразъемных соединений, в частности, таких, как сварные и паяные
швы. Механизм их появления различен, и сам факт их наличия свиде-
тельствует об аномалии материала или соединения. Однако размер
этих каналов может быть такой, что располагаемые средства контроля
утечек не фиксируют их. Кроме того, далеко не всякая течь пред-
ставляет опасность. J
184
Таблица 5.2
Коэффициенты проницаемости резины
Марка резины 3 м Коэффициент проницаемости. „ с* Па
по азоту по гелию
ИРП 1118 (5.. .8) • Ю’17 (4. . .7) Ю’16
ИРП 1289 (б...1о)-ю'17 (2...4)•10'16
51-1433 (1,8...2)10‘15 _ |е (1.5...4)40
51-2066 (6...10)1016 (1... з) • ю~15
51-6001 (4...6)"IO*7 (1...з>-io’16
Диапазон размеров микроканалов, которые находятся в допустимых
пределах, колеблется по условному диаметру от десятых долей
микрона до десятков микрон, а по длине - от десятых долей милли-
метра до десяти и более миллиметров.
Следует иметь в виду, что в микроканалах малого сечения в
определенных условиях имеет место снижение и даже прекращение течи
жидкости.
В частности, при определенных размерах каналов (от 5 до 24 мкм)
в уплотнениях или материале конструкции они могут загрязняться
частичками посторонних веществ, имеющихся в герметизируемых сре-
дах, включая продукты коррозии. Частицы движутся вместе с потоком
среды и оседают в тех участках, где скорость движения мала, снижая
таким образом утечки через эти каналы. Уменьшение проходного сече-
ния (заращение) капиллярных каналов в процессе истечения сред
называют облитерацией.
При достаточно больших зазорах уменьшения утечек сред не проис-
ходит и облитерация практически не влияет на степень герметичности
соединений. Интенсивность облитерации зависит от ряда малоизучен-
ных факторов: площади поперечного сечения зазоров, размеров и
концентрации механических загрязнений, природы герметизированных
сред, физико-химических свойств материалов, из которых выполнены
Детали герметизируемого соединения, и др. Наиболее сильно облите-
рация капиллярных зазоров проявляется при течении сложных по
Молекулярному составу жидкостей.
Прочность наслоений, приводящих к облитерации, пропорциональна
Перепаду давлений: повышение давления приводит к увеличению уте-
185
чек, а через некоторое время канал заращивается. По мере повышения
давления склонность к облитерации малых проходных сечений возрас-
тает, по-видимому, в связи с возрастанием межмолекулярных взаимо-
действий при всестороннем сжатии сред. Облитерация имеет заметное
-14
влияние при течах, начиная со значений Q = 10 Вт и менее.
Облитерация, таким образом, благоприятно влияет на герметич-
ность топливного бака, уменьшая, а в некоторых случаях сводя на
нет течи через микроканалы.
Необходимо отметить, что при характерных для практики дефектах
имеет место истечение компонента в газообразной фазе и, только
начиная с некоторого диаметра канала, истечение компонента в
жидкой фазе. Этот факт следует иметь в виду, когда внешняя по
отношению к топливному отсеку среда имеет высокую влажность, в
результате чего истечение через микроканалы компонентов в жидкой
фазе может привести к неблагоприятному для конструкционного
материала взаимодействию.
Процессы истечения через такие микроканалы до конца еще далеко
не исследованы, и поэтому для их оценки, как правило, используют
результаты специально разрабатываемых для этих целей экспериментов
или опыт эксплуатации подобных конструкций.
Такие дефекты в основном материале или соединениях имеют, как
правило, локальный характер и определяют, таким образом, локальную
утечку. Исключение в некоторых случаях может составлять сварной
шов, негерметичность которого может оцениваться утечкой на единице
длины (предполагается при этом некоторое распределение макрока-
налов по шву).
В отношении утечки через микроканалы между соединяемыми элемен-
тами и уплотнением следует указать, что их величина зависит от
многих факторов, включая чистоту поверхности стыка, форму полостей
под уплотнение, форму уплотнения, контактное давление, перепад
температур и т.д.
На практике воздействием на эти факторы стараются исключить
возможность появления микроканалов в месте контакта, в первую
очередь за счет создания больших давлений, обеспечивая деформацию
уплотнения в некоторых случаях за пределами упругости (в частности
для металлических уплотнений) и формированием полости под уплот-
нение, обеспечивающей равномерное и минимально изменяемое в про-
цессе эксплуатации контактное давление.
В этой связи особого внимания требуют соединения, подвергаемые
нагреву или охлаждению, так как с изменением температуры меняются
линейные размеры сопрягаемых деталей, что приводит к изменению
186
контактных давлений в зоне уплотнения и может вызвать нарушение
герметичности соединения. Особенно это сказывается на уплотнениях
в отсеках с криогенными жидкостями, так как уплотняющие поверхнос-
ти и прокладки, как правило, соприкасающиеся с криогенной жид-
костью, имеют более низкую температуру, чем силовые элементы
(фланиы, шпильки), что приводит к ослаблению затяжки узла.
Наконец, температурный коэффициент линейного расширения мате-
риала прокладок (например, из фторопласта-4) значительно больше,
чем коэффициент металла (в 3-4 раза), что также способствует
ослаблению предварительного натяга в уплотнительном узле.
Независимо от механизма утечки при разработке конструкции гер-
метической емкости в конечном итоге важна ее величина, по которой,
исходя из возможных последствий негерметичности, определяется сте-
пень пригодности емкости к эксплуатации.
5.2. НОРМИРОВАНИЕ ТРЕБОВАНИЙ
ПО ГЕРМЕТИЧНОСТИ
Нормой герметичности изделия в соответствии с ГОСТ 26790-85
является наибольший суммарный расход вещества через течи гермети-
зированного изделия, обеспечивающий его работоспособное состояние
и установленный нормативно-технической документацией. Применитель-
но к топливным бакам ракеты-носителя наибольший суммарный расход
устанавливается из требований обеспечения работоспособности PH и
ограничения вредного воздействия на окружающую среду. Причинами
потери работоспособности или вредного воздействия на окружающую
среду могут быть:
чрезмерная загазованность полостей, смежных с топливным баком,
которая может привести к нарушению работоспособности использующе-
гося в них оборудования, коррозии элементов конструкции и т.д.;
пожар или взрыв вследствие самовоспламенения продуктов истече-
ния, накопившихся в окружающей топливный бак среде;
нарушение санитарных норм по токсичности в месте нахождения
летательного аппарата, требующего обслуживания;
чрезмерная потеря рабочего тела.
Следует иметь в виду, что предотвращение потери работоспособ-
ности по упомянутым причинам на практике достигается не только
нормированием негерметичности, а и принятием ряда других мер,
включая введение в состав PH соответствующих систем. Примером
может быть система пожаротушения в составе кислородно-водородного
разгонного блока, обеспечивающая снижение концентрации водорода и
кислорода продувкой полостей, например, азотом.
187
Рис. 5.2. Схема размещения герметичных отсеков в составе PH:
/ - обтекатель полезного груза; 2 - полезный груз; 3 - бак окн^^В
лнтеля; 4 - бак горючего; 5 - двигатель; 6 - приборный отсек; 7
бак окислителя; 8 - бак горючего; 9 - двигатель ВЩ
Рассмотрим на примере верхней ступени PH использующей в качест- И
ве топлива азотный тетроксид и несимметричный диметилгидразин, и Я
разгонного блока с кислородно-водородной ДУ возможные последствия |
негерметичности топливных баков (рис.5.2): Я
1. Загазованность зоны П (отсек с приборным оборудованием) |
вследствие утечек окислителя через верхнее днище. I
2. Образование взрывоопасной (пожароопасной) концентрации в I
зоне Ш вследствие утечек из бака окислителя через соединения в
нижнем днище бака окислителя и топливной магистрали.
3. Образование пожароопасной концентрации в зоне I (под обтека-
телем) вследствие утечек из баков окислителя и горючего разгонного j
блока. 1
4. Образование концентрации паров компонентов, превышающей сгшШ
янтарные нормы вокруг ракеты.
5. Подтекание в местах микродефектов сварных швов и уплотнениц^И
приводящее к коррозии.
6. Потери компонентов топлива, приводящие к уменьшению его |
рабочих запасов. |
Размеры вероятных дефектов в подавляющем большинстве случаем™
таковы, что потери компонентов топлива можно считать малозначащи
тельными. ^И
Уровень концентрации паров в общем случае будет определятьсЯИ
количеством газа (жидкости), поступившего в исследуемую полость |
через микроканалы, характеризующиеся некоторым расходом компонента
при имеющемся перепаде давлений Др = р( - р2 (р( - давление в
емкости с компонентом, из которой происходит истечение: ,
давление во внешней по отношению к этой емкости среде).
Однако не весь вытекший компонент, газифицировавшись, будет Я
определять уровень концентрации, поскольку часть его т уйдет на
ХИМ
188
химическую реакцию с элементами, находящимися в исследуемой
полости, а часть т - на сорбцию находящимися в полости
сорб
предметами.
Таким образом, уравнение для массы компонента, определяющей
уровень концентрации к моменту времени t, может быть записано
следующим образом:
т = m-t - т - т . (5.4)
ком хим сорб
где т - массовый расход (или скорость натекания) компонента через
места негерметичности.
Величина т является долей газового состава исследуемой
КОМ
замкнутой зоны при условии, что этот состав не расходуется.
Очевидно, что первая составляющая определяется степенью негер-
метичности формирующих полость перегородок и временем накопления
истекающего компонента, а две остальные - химическими свойствами
компонента, составом находящихся в исследуемом объеме материалов,
составом атмосферы и т.д.
Исходя из этого, предотвращение потенциальных причин потери ра-
ботоспособности может быть обеспечено нормированием суммарного
расхода компонента (скорости натекания, определяющего уровень кон-
центрации) и нормированием локальных утечек, определяющих возмож-
ность утечки компонента в жидкой фазе, приводящей к развитию кор-
розии в районе утечки.
Норму суммарного расхода можно определить из следующего соот-
ношения:
, eV + т * т , ,
т = [------------------хим.} . ю-3 (5 5)
где т - допустимая скорость натекания, г/с; с - допустимая
3 3
концентрация паров рабочей жидкости, мг/м ; V - объем полости, м ;
г - срок эксплуатации, с.
При отсутствии данных о составе материалов, находящихся в
Полости, и о составе атмосферы, в первом приближении с запасом по
герметичности можно использовать упрощенное соотношение
т = — • IO3. (5.6)
т
Следует иметь в виду, что полученные по этим соотношениям до-
пустимые расходы соответствуют определенному компоненту, а конт-
189
роль герметичности конструкции осуществляется, как правило, неко-
торым контрольным газом, в качестве которого может быть использо-
ван гелий, азот, воздух и др. В связи с этим необходимо пересчиты-
вать эту норму расхода на допускаемую утечку контрольного газа по
соотношению
Q =-Г~ • [Вт], (5.7)
доп к
к г
где k* - коэффициент пропорциональности между допустимыми расхо-
дами рабочей жидкости и контрольного газа, (г/м3)’Па.
Значение коэффициента зависит от физико-механических
свойств рабочей жидкости и контрольного газа и в первую очередь от
динамической вязкости. В первом приближении его можно вычислять
через соотношение динамических вязкостей, а для более точных
расчетов использовать экспериментальные данные.
Рассчитанная таким образом степень негерметичности является
ориентиром при формировании требований к герметичности конструкции
топливных баков и их отдельных элементов (днищ, обечаек, топливных
магистралей).
Кроме того, учитывается ряд факторов производственно-техничес-
кого характера. В частности, если допускаемая утечка достаточно
большая и существенно превышает достигнутый на базовом предприятии
уровень техники, то при назначении требований ориентируются именно
на этот уровень, а не на расчетное значение. Особое влияние на
формирование требований оказывают методы и средства контроля гер-
метичности, которыми располагает производство. В частности, в ка-
честве порогового уровня (при больших расчетных значениях допус-
каемых утечек) может служить чувствительность используемого метода
контроля.
Очевидно, что такой подход увеличивает запас работоспособности
конструкции по герметичности.
На практике при формировании требований на герметичность баков
может нормироваться:
1) суммарная утечка из всего объема топливного бака (или через
какой-то элемент, например днище, трубопровод и т.д.);
2) суммарная и локальная утечки;
3) локальная утечка;
4) утечка с единицы соединения (сварного шва или уплотнения).
Очевидно, что требования по герметичности на отдельные элементы
и их соединения формируются, ориентируясь как на требования
190
по герметичности бака в целом, так и на особенности смежных с
элементами полостей, а также на технологию изготовления и контроля
этих элементов и соединений. В свою очередь требования по герме-
тичности определяют технологию изготовления и контроля, а главное:
конструктивное использование элементов топливного бака и их соеди-
нений.
5.3. КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СРЕДСТВА
ОБЕСПЕЧЕНИЯ ГЕРМЕТИЧНОСТИ
Требования по герметичности в первую очередь определяют кон-
структивное исполнение топливного отсека и его элементов.
Если рассматривать конструкцию как совокупность барьеров между
содержанием отсека и окружающей средой, то можно выделить следую-
щие два их вида: основной материал конструкции и соединения между
ними. Используемые конструкционные материалы при характерных для
баков толщинах (более 1 мм) обладают весьма несущественной прони-
цаемостью и удовлетворяют самым высоким требованиям по герметично-
сти. Исключение, как было отмечено выше, составляют дефекты, кото-
рые могут быть причиной локальных утечек. Основного же внимания в
части герметичности требуют соединения.
В топливных отсеках принято выделять два типа соединений: не-
разъемные (образованные путем сварки или пайки) и разъемные (в ос-
новном фланцевые или ниппельные).
В современных PH разъемные соединения встречаются очень редко,
а в PH, рассчитанных на длительное хранение в заправленном состоя-
нии, практически не используются, т.е. наблюдается ярко выраженная
тенденция к созданию цельносварных конструкций. Это объясняется
тем, что сварные соединения менее подвержены влиянию окружающей
среды и обеспечивают существенно более высокую степень герметично-
сти по сравнению с любыми типами разъемных соединений.
Разъемные соединения, как правило, используются только в случае
необходимости, обусловленной или соображениями эксплуатации, или
технологическими соображениями.
Следует отметить, что создание цельносварной конструкции требу-
ет решения ряда серьезных проблем, связанных: во-первых, с исполь-
зованием в топливных отсеках конструктивных элементов из разнород-
ных металлов; во-вторых, с необходимостью обеспечения условий для
преимущественно автоматической сварки (с целью обеспечения высоко-
го качества сварного шва). Характерными элементами конструкции то-
пливных отсеков, изготавливающимися из разнородных материалов, яв-
ляются трубопроводы (из стали или титанового сплава) и сильфоны
(как правило, стальные). Для соединения элементов конструкции из
191
4
5
a
5
^SSSSSStoeo*
Рис, 5.3. Конструктивное исполнение биметаллических переходников:
1 — биметаллический переходник; 2 — предохранительная гайка; 3
труба из АМгб; 4 — труба из 1Х18Н9Т; 5 - сварка 1Х18Н9Т; 6
сварка АМгб; 7 — кольцо из АД-1
разнородных материалов используются биметаллические переходники,
два конструктивных исполнения которых представлено на рис.5.3. В
первом случае (рис.5.3,а) переходник изготовляется сваркой трением
по торцам кольца 7, а для упрочнения соединения предусматривается
предохранительная гайка 2. Во втором случае переходник изготовля-
ется штамповкой из биметаллического листа (см . рис.5.3,б). Первый
вариант переходника используется при соединении трубопроводов диа-
метром от 10 до 35 мм, второй - при больших диаметрах. На этом ри-
сунке приведены характерные пары соединяемых металлов.
Используя такие переходники, можно легко реализовать соединения
корпуса бака, изготовленного из АМгб, и трубопровода, изготовлен-
ного из стали, например, 1Х18Н9Т, а также вварку в трубопровод из
алюминиевого сплава сильфона из стали.
При соединении трубопровода с сильфоном необходимо учесть суще-
ственную разницу в толщине соединяемых элементов. На рис.5.4 пред-
ставлены варианты конструктивного исполнения такого соединения,
характерными особенностями которого является наличие вспомогатель- I
ных (охранных) колец. I
Сварные соединения элементов конструкции из однородных материа- |
лов не вызывают особых затруднений при их выполнении. С точки зре- |
ния герметичности толщина материала в месте стыка желательна не 1
менее 2 мм, а стык, полученный путем двухсторонней сварки, более
герметичный, чем стык, полученный путем односторонней сварки. При
сварке труб из алюминиевых сплавов относительно большого диаметра,
в частности расходных магистралей, для формирования шва использу-
192
Рис. 5.4. Конструктивное исполнение соединения трубопровода и
сильфона:
/ — трубопровод; 2 — сильфон; 3 — охранное кольцо; 4 — фланец
ется технологическое кольцо, обеспечивающее формирование сварного
шва. Варианты конструктивного исполнения трубопроводов небольших
диаметров, особенно пневматических систем, более разнообразны. На
рис.5.5 представлены трубопроводы небольших диаметров, из которых
второй удобен для соединения трубопроводов, продольные оси которых
не совпадают. Сферическая поверхность контакта обеспечивает надеж-
ное соединение даже при значительных угловых отклонениях стыка
труб.
Определенные трудности возникают при сварке заключительного
стыка магистрали, так как практически исключается возможность
использования удаляемых технологических колец. На рис.5.5,в пред-
ставлено одно из решений заключительного стыка, в котором техноло-
гическое кольцо остается в составе конструкции.
Одним из наиболее уязвимых мест с точки зрения герметичности
являются совмещенные днища, утечки через которые несут в себе по-
тенциальную опасность взрыва потерю работоспособности. Для повыше-
ния надежности такого барьера можно рекомендовать использование
двойных днищ (с
днища находятся
м. рис.3.15). При этом если с разных сторон этого
компоненты с различной температурой (т.е. один
а
Рис. 5.5. 1
проводов:
О, б — без использования технологического кольца; в — с использо-
ванием технологического кольца
7 - 908 193
5 в
конструктивного исполнения соединений трубо-
или оба криогенные), между этими днищами помещается теплоизоляция,
для чего между ними предусматривается зазор. При одинаковой темпе-
ратуре компонентов зазор между днищами не обязателен, и его вели-
чина в конструкциях ракет предусматривается из соображений удоб-
ства сборки и испытаний, в первую очередь, на герметичность. Кроме
двойных днищ представляют интерес днища из триметалла, в которых
между двумя слоями из алюминиевого сплава находится слой из чисто-
го алюминия (см. рис.3.15,6). Суммарная толщина днищ при этом вы-
бирается из условия прочности и сохранения устойчивости, а такое
разделение днища на три слоя даже при наличии дефекта в одном из
них или в двух (даже в случае их совпадения) исключает нарушение
герметичности. В то же время наличие аналогичного дефекта в оди-
нарном днище приведет к потери герметичности.
Отдавая должное неразъемным соединениям методом сварки, учиты-
вая их технологичность, возможность автоматизации, малые материа-
лоемкость и себестоимость, следует указать на некоторые их недос-
татки, в частности: неразъемность соединения; трудность обнаруже-
ния технологических дефектов; высокие требования к квалификации
сваршика; подверженность соединений локальной коррозии; опасность
образования трешин в зоне шва.
Разъемные соединения лишены указанных недостатков, но из-за от-
носительно низкой их герметичности (по сравнению со сварными сое-
динениями), низкой технологичности и большой материалоемкости ис-
пользуются в основном, когда в процессе эксплуатации ракеты-
носителя требуется повторная разработка - сборка, или, когда в си-
лу каких-либо причин (например, технологических) реализовать свар-
ное соединение невозможно.
Герметичность разъемных соединений обеспечивается за счет наг-
ружения напряжением сжатия, вызывающего деформацию микронеровнос-
тей в контакте. При этом напряжения сжатия могут обеспечиваться
или предварительной затяжкой соединения, или применением самоуп-
лотняющихся устройств.
Массовые характеристики таких соединений, их работоспособность
и герметичность в значительной степени зависят от материала уплот-
няющего элемента. При выборе материала уплотнений можно руководст-
воваться следующими соображениями:
1. Химическая активность герметизируемых сред требует, чтобы
уплотнительные материалы обладали высокой химической стойкостью.
Из неметаллических уплотнительных материалов такими свойствами об-
ладают фторопласты, из металлических - алюминий.
2. Широкий диапазон температур, характерный для эксплуатации
некоторых топливных баков, требует, чтобы конструкция допускала
194
соответствующий диапазон рабочих температур. Следовательно, проек-
тировщик должен выбрать такие уплотнительные материалы, которые
могли бы работать как при низких, так и при высоких температурах.
3. Уплотнение должно быть прочным, длительно выдерживать давле-
ние рабочей среды, а также допускать многократные переборки. В то
же время нельзя допускать, чтобы твердость уплотнительного матери-
ала была выше твердости уплотняемых деталей, так как это может
привести к деформации уплотняемой поверхности.
4. Материал не должен быть слишком жестким и хрупким. Необходи-
мо, чтобы он был пластичен и под действием приложенных к нему наг-
рузок мог деформироваться и заполнять неровности уплотняемых по-
верхностей.
5. Материал должен обладать достаточной упругостью, что важно
для неподвижных уплотнительных колец, монтируемых в закрытую ка-
навку с ограниченной степенью обжатия. Именно, за счет сил упругос-
ти такие кольца обеспечивают уплотнения.
По своим физико-механическим свойствам уплотнительные материалы
можно разделить на твердые (металлические) и эластичные.
Из твердых уплотнительных материалов наиболее широкое примене-
ние нашли алюминий AD, AD1 и медь Ml, М2 и М3.
Алюминиевые материалы сочетают высокую химическую стойкость в
кислотах с хорошей пластичностью как при нормальных, так и при
низких температурах. Рабочий температурный диапазон прокладок из
технического алюминия от 20 до 473 К. Для плоских прокладок ис-
пользуются листы толщиной от 0,5 до 2,5 мм, для круглых уплотни-
тельных колец - проволока диаметром от 2 до 4,5 мм.
Прокладки из меди используются в конструкциях для криогенных
жидкостей, а также для неагрессивных жидких и газообразных сред.
Рабочий диапазон температур у меди выше, чем у алюминия (до
873К), но химическая стойкость значительно ниже. К недостаткам
медных прокладок следует отнести склонность меди к нагартовке при
высоких давлениях, что создает трудность при повторных переборках
соединений.
Основными эластичными материалами являются резина и фторопласт.
Резины применяются в уплотнительных узлах, работающих в неаг-
рессивных средах при температурах не ниже 250 и не выше 373 К.
Фторопласты находят широкое применение для изготовления уплот-
нительных элементов благодаря исключительной химической стойкости,
высокой уплотняющей способности и устойчивости механических
свойств в широком диапазоне температур, К:
195
Вакуммиая резина................................ 250... 373
Фторопласт-4....................................... 70... 570
Свинец............................................. 70.. . 440
Алюминий........................................... 20.. . 473
Термостойкие полимеры........................... 200... 600
Пароиит............................................ 90... 673
Медь............................................... 70...873
Коррозионно-стойкая сталь....................... 50. .. 1100
Разъемные соединения, применяемые в топливных отсеках, можно
условно разделить на две группы: соединения типа крышки и соедине-
ния трубопроводов. Рассмотрим особенности конструктивного исполне-
ния каждой из этих групп.
Для крышек можно использовать следующие конструкции герметичес-
ких соединений:
с металлической плоской прокладкой типа шип-паз, или выступ-
впадина;
кольцами из фторопласта-4;
резиновыми кольцами.
Плоские металлические прокладки, заключенные в закрытую канавку
(рис. 5.6), являются наиболее распространенным типом уплотнения.
Такая прокладка, находясь в замкнутом объеме, позволяет создавать
высокие давления на уплотнительных поверхностях, как правило, зна-
чительно превосходящие предел текучести материала прокладки.
Соединение типа шип - паз (см. рис.5.6,а) имеет малую глубину
проточки Ср что обеспечивает надежную работу уплотнения, когда
фланец ослабляется незначительно. Для улучшения уплотняющей спо-
собности на две канавки и торце шипа на среднем диаметре протачи-
Рис. 5.6. Конструктивное исполнение разъемного соединения с ме
таллической прокладкой:
а — соединение типа шип-паз; б — соединение типа выступ-впадина
196
ваются кольцевые риски на глубину 0,5 мм. Под действием высоких
удельных давлений прокладка плотно запрессовывается в канавку, за-
полняя все неровности поверхности.
Недостатком этого уплотнения является трудность извлечения про-
кладки из кольцевой канавки при разборке соединения.
Фланцевый разъем, выполненный по типу выступ - впадина
(рис.5.6,б), находит более широкое применение по сравнению с пре-
дыдущим, особенно при относительно невысоких давлениях в баках.
При определении усилия затяжки соединений с металлической плос-
кой прокладкой необходимо иметь в виду, что для полного обжатия
металлической прокладки при предварительной затяжке должно быть
5
обеспечено удельное давление q = 300’10 Па - для алюминиевых
5 ПР
прокладок и = 450’10 Па - для медных.
Таким образом, суммарное усилие затяжки болта с учетом
внутреннего давления составляет
Q6n = Qo + Qp. (5.8)
irrf2
Здесь Q = q nd b-, Q = ~f*—p,
0 np cp p 4
где n - число болтов: d - средний диаметр прокладки: b - ширина
ср
прокладки; р - давление герметизируемой среды.
При использовании соединения, нагруженного давлением среды, не-
обходимо обеспечивать следующее удельное давление на прокладке:
Q"
q = тЛ- = (1,25...1,5)р, (5.9)
пр г
пр
где F = — (d1 - rf2 ); d - наружный диаметр прокладки:
пр 4 нар ви нар
d^ - внутренний диаметр прокладки.
При отсутствии давления в герметизируемой плоскости все усилие
затяжки болтов передается на прокладку. С увеличением среднего ди-
аметра прокладки это усилие может настолько возрасти, что удельное
давление на прокладке значительно превысит предел текучести мате-
риала и повлечет за собой выдавливание металла в кольцевой зазор
между уплотняемыми поверхностями, который всегда имеет место в
пределах поля допусков сопрягаемых элементов.
Учитывая, что осевое усилие затяжки в болтовых соединениях
равно
197
м
Q = 4,2 . (5.10)
о
где М - момент затяжки, Н м; cL - номинальный размер рабочего
зат О
соединения, а шаг болтов для обеспечения равномерности поджатая
прокладки t = (4...5)d0 и при этом момент затяжки должен быть,
меньше некоторой допускаемой величины, можно определить шаг и раз-
мер болта, обеспечивающие выполнение этих условий (табл. 5.3).
Уплотнение с кольцами фторопласта-4 являются наиболее надежными
и компактными и для получения необходимых уплотняющих удельных
давлений не требуют больших усилий затяжки. Однако для обеспечения
удовлетворительной работы уплотнения из фторопласта-4 необходимо
учитывать следующие основные физико-химические особенности фторо-
пласта:
1) склонность к хладотекучести, заключающаяся в том, что, полу-
чив деформацию под нагрузкой, материал продолжает деформироваться ,
(течь) при той же нагрузке и температуре. Напряжение, соответству-
ющее этому состоянию, принято называть пределом псевдотекучести, ;
Он изменяется в широких пределах в зависимости от температуру, так 5
при Г = 25 °C он равен 142’10 Па, а при Т - 250 °C - 28,6-10 Па;
Таблица 5.3;
Допускаемый момент затяжки
dQ. мм S, мм , 2 кН/см 0,2
65 85 105
8 1.0 9,2 12 15
1.25 6.4 11 14
10 1,0 20 26 32
1,5 17 30 28
12 1.5 27 35 43
1.75 25 33 41
14 1,5 57 75 92
2.0 51 67 84
16 1.5 92 120 150
2.0 85 100 130
18 1.5 140 190 230
2,0 130 170 210
198
2) у фторопласта-4 температурный коэффициент линейного расшире-
ния в несколько раз больше, чем у металла, и при этом резко изме-
няется с изменением температуры (средний температурный коэффициент
§
линейного расширения для фторопласта-4 равен 12'10 ). Вследствие
этого при больших усилиях затяжки болтов (что характерно при боль-
ших давлениях герметизируемых сред) при спаде давления по каким-то
причинам или изменении температуры соединения давление на уплотне-
ние может оказаться слишком высоким и повлечь за собой выдавлива-
ние материала в зазор. В связи с этим такие уплотнения рекоменду-
ется использовать при относительно небольших внутренних давлениях.
Максимальное давление на прокладке определяется по формуле
«»" t
Я = F— < Я •
max г д
пр
(5.11)
где q - допускаемое давление обжатия, которое рекомендуется брать
Д —5
из диапазона (300...400)'10 Па (т.е. существенно выше предела
псевдотекучести).
Относительная деформация, соответствующая этому давлению, нахо-
дится в пределах 8... 10 %. Ориентируясь на эту величину, следует
выбирать глубину проточки в соединении и высоту прокладки. Ширину
прокладки рекомендуется брать более 5 мм.
Наиболее высокую надежность работы обеспечивает соединение, в
котором прокладка зажимается в замкнутой канавке до полного сопри-
косновения фланцев (рис.5.7,а).
При относительно небольших диаметрах (d < 100 мм) хорошо заре-
комендовали себя радиальные уплотнения с кольцами из фторопласта-4
(рис.5.7,б). Величина поджатия в таких соединениях составляет =
= (0,10...0,15)6.
Уплотнения из резины при многих их достоинствах в соединениях
топливных отсеков, контактирующих с компонентами топлива, практи-
чески не используется из-за плохой работоспособности при низких
температурах и в агрессивных средах. Поэтому область применения
резиновых уплотнений ограничена герметизацией систем, в которых в
качестве рабочего тела используется воздух. Герметичность соедине-
ния, включающего резиновое уплотнение, обеспечивается сжатием уп-
лотнения на 30...40 % от первоначальной толщины. При этом рекомен-
дуется соединение проектировать так, чтобы резина не воспринимала
посторонней нагрузки и не влияла на точность установки деталей.
Фланцы соединений рекомендуется затягивать до соприкосновения ме-
199
Рис. 5.7. Конструктивное исполнение разъемного соединения с прок
ладкой из фторопласта:
О — осевое уплотнение; б — радиальное уплотнение
таллических деталей. Конструктивное исполнение уплотнений опреде-
ляется конструкцией соединяемых элементов и в основном направлено
на обеспечение равномерного, стабильного и надежного сжатия уплот-
нения до требуемой величины. 4
Усилие для обеспечения необходимого сжатия может быть определе!
но из следующих соображений.
Напряжение, возникающее при деформации, вычисляется по формул
а = Е е,
р.
где - модуль упругости резины; е - относительная деформацщ
сжатия.
Следовательно, усилие, соответствующее этим напряжениям, буде"
равно
N = nd Ьа,
зат ср
где d - средний диаметр прокладки; b - ширина прокладки в сжатом
ср
состоянии.
Ориентируясь на эту величину, можно выбирать параметры болтово-
200
Рис. 5.8. Конструктивное исполнение разъемного соединения с про
кладкой из резины
го соединения во фланцевых конструкциях, учитывая при этом и уси-
лие, создаваемое рабочим давлением герметизируемой полости.
Ниже приведены модули упругости некоторых сортов резины:
сорт
резины. ИРП2025 51-1447 7889 51-1433 1567 51-1612
модуль
упругос-
ти, МПа. 3,6. . .4,5 3,5. ..4.5 2,0 3,0 3,0 1,2...1.5
Следует иметь в виду, что резину можно считать линейно упругой
только при относительно небольших деформациях. Кроме того, релак-
сационная природа упругости резины, проявляющаяся в постепенном
уменьшении напряжений в деформированном материале, вызывает умень-
шение напряжения в уплотнении с течением времени.
На рис.5.8 приведено в качестве иллюстрации три конструктивных
исполнения уплотнения фланцевого соединения резиновыми кольцами
круглого сечения.
Разъемные соединения трубопроводов бывают двух типов: ниппель-
ные и фланцевые.
Ниппельные соединения применяют для трубопроводов диаметром ус-
ловных проходов d < 32 мм. Наибольшее распространение получили
соединения со сферическим ниппелем и конусным штуцером
(рис.5.9,а). Герметичность соединения обеспечивается благодаря вы-
Рис. 5.9. Конструктивное исполнение ниппельных соединений
201
Рис. 5.10. Конструктивное исполнение фланцевого соединения:
О — с прокладкой в замок; б — сварное: / — ниппель; 2 — корпус
3 — кольцевые пластины; 4, 5 — фланцы; 6 — шпилька
сокому удельному давлению, создаваемому по линии контакта сферы
конуса при затяжке гайки. Для диаметров d < 15 мм эти соединен
могут быть рекомендованы на все группы сред (при соответствуют»
подборе материалов) и в широких диапазонах давлений и температур
Для трубопроводов с диаметром d^ > 15 мм, предназначенных для кри
огенных жидкостей, их применять не рекомендуется, так как в это!
случае не может быть полной гарантии сохранения герметичности npi
захолаживании магистралей (из-за ослабления натяга при перепад'
температур). К недостаткам соединения со сферическим ниппелем еле
дует также отнести жесткие требования к шероховатости уплотняемы
поверхностей и геометрии сопрягаемых элементов. Кроме того, пр
затяжке соединения на контактирующих поверхностях могут образо
ваться надиры, которые выводят уплотнительные элементы из строя.
Более надежным в эксплуатации является ниппельное соединение
плоским ниппелем и прокладкой (см. рис.5.9,б). Уплотнительная про
кладка обычно изготовляется из алюминиевого сплава ЛД1М. Соедине
ние допускает многократные переработки с одной
и той же прокладкой
и не требует малой шероховатости рабочих поверхностей.
Для трубопроводов с криогенными компонентами можно использовать
ниппельное соединение с упругим ниппелем (см. рис.5.9,в). Пружиня-
щий торец ниппеля дает возможность компенсировать температурные
изменения размеров узла, возникающие при захолаживании трубопрово-
да криогенной жидкостью.
Фланцевые соединения, как правило, применяются для арматуры с
dy > 30 мм (рис.5.10).
В тех случаях, когда к трубопроводам и их соединениям предъяв-
202
ляются особенно жесткие требования по герметичности, применяются
сварные фланцевые соединения. К корпусу / (рис.5.10,6) и ниппелю 2
привариваются тонкие кольцевые пластинки 3, например, из стали
1Х18Н9Т толщиной 0,6... 1,5 мм.
При монтаже трубопроводов пластины обвариваются, а затем шпиль-
ками 6 зажимаются между фланцами 4 и 5. Таким образом, фланцы и
шпильки несут всю нагрузку от давления рабочей среды, а пластины
обеспечивают герметичность.
При необходимости разборки сварной шов срезается. Обычно ве-
личина Л выбирается с расчетом на 2-3 разборки соединения. Такие
соединения находят применения в трубопроводах для работы в крио-
генных топливных отсеках при высоких давлениях.
5.4. ИСПЫТАНИЯ ТОПЛИВНЫХ ОТСЕКОВ
НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ
Испытания на герметичность - это испытания с целью оценки ха-
рактеристик герметичности изделий как результата воздействия на
него при его функционировании или при моделировании воздействия на
него (ГОСТ 26790-85). Такие испытания являются заключительной опе-
рацией, проводимой как после изготовления отдельных элементов топ-
ливного отсека, так и после монтажа систем. К настоящему времени
известно достаточно много методов и средств проверки герметичнос-
ти. Так как требования по герметичности, предъявляемые к отдельным
узлам и отсеку в целом, изменяются в широком диапазоне (от 10-5 до
—18
10 Вт), на практике применяются различные методы проверки. Рас-
смотрим кратко методы, характерные для испытаний топливных баков и
их элементов на герметичность.
Метод обмыливания применяется для предварительной проверки
перед испытанием объектов высокочувствительными методами. Этот ме-
тод позволяет обнаружить утечку более 5‘ 10 Вт. Определить вели-
чину утечки при этом не представляется возможным, так как невоз-
можно определить суммарную утечку из испытуемого объема. Пневмоис-
пытания по методу обмыливания сводятся к покрытию мыльной эмуль-
сией отдельных участков внешней поверхности и соединений испытуе-
мого объекта, находящегося под избыточным давлением газа. В местах
тяги происходит вздутие эмульсии, что и указывает на негерметич-
ность объекта.
Метод аквариума заключается в том, что испытуемый объект,
предварительно заполненный газом, погружается в жидкость. Негерме-
тичность обнаруживается по выделяющимся из объекта пузырькам газа.
203
Метод аквариума целесообразно применять при испытании относительно fl
небольших корпусных объектов для установления дефектов основного |]
материала. Чувствительность метода составляет приблизительно |
Б-ЮЛ.-Б-Ю-6 Вт. JJ
Метод проникающей жидкости предусматривает заполнение испытуе^И
мого объекта жидкостью (вода с хромпиком, керосин и т.д.), созда^Я
ние в объекте необходимого давления и выдержку в течение опреде|^И
ленного времени. Поверхность при этом покрывают специальным соста-Я|
вом. Оценка степени герметичности производится по наличию следов |
жидкости и определяется размером пя^на поверхности объекта. [I
Чувствительность метода составляет 10 ...10 Вт. Его удобно ис^М
пользовать в процессе опрессовки, осуществляя таким образом про^Я
верку на прочность и параллельно на герметичность. ^Я
Метод щупа используется для поиска мест утечек в основноаЯЯ
металле, сварных швах, а также в ниппельных, фланцевых и других й
видах соединений. Сущность метода заключается в перемещении щупа - |
натекателя, соединенного шлангом с течеискателем, по соединениям I
испытуемой системы, находящейся под давлением контрольного газа I
(гелия или гелиево-воздушной смеси). Контрольный газ при наличии I
негерметичности засасывается щупом в течеискатель, выносной прибор |
которого отклонением стрелки и изменением тональности звукового I
сигнала фиксирует утечку контрольного газа. Чувствительность мето-
—7 Q
да составляет 10 ...10 Вт.
Метод накопления при атмосферном давлении применим для когггроля^В
суммарной негерметичности соединений, емкостей, межбаковых прост-И
ранств на собранном изделии, днищ баков, если вокруг них можно^Я
создать замкнутый объем накопления. Сущность метода заключается в!
том, что вокруг проверяемого объекта создается замкнутый объем на-Я
копления. Проверяемый объект заполняется контрольным газом до из-Я
быточного давления. Дается определенная выдержка, после чего путем Я
ввода в объем накопления щупа натекателя, соединенного с гелиевым Я
течеискателем, регистрируется концентрация гелия. Чувствитсль- Я
ность метода составляет Ю^.-.Ю-9 Вт. Я
Метод вакуумирования предусматривает создание разрежения над Я
контролируемой поверхностью и измерение гелиевым течеискателем Я
контрольного газа, который под действием разности давлений прони- Я
кает через микронеплотности из внутренних полостей испытываемого Я
объекта в отвакуумированную полость. Используются различные схемы Я
испытаний этим методом, в частности с применением: Я
вакуумной камеры: Я
204
f
; гелиевой камеры:
вакуумной присоски:
разъемной камеры.
। При контроле герметичности в вакуумной и гелиевой камерах опре-
деляется величина суммарной негерметичности. Такому контролю реко-
мендуется подвергать объекты, имеющие сложную и развитую внутрен-
нюю поверхность, большую протяженность и малое поперечное сечение.
Испытание изделий с применением вакуумных присосок целесообраз-
но проводить при контроле герметичности днищ, сварных емкостей,
мест приварки, кронштейнов, фланцев и т.д. Сущность этого метода
заключается в том, что на испытываемый участок изделия устанавли-
вается специальная герметичная камера - присосок, соединенная с
откачной системой и течеискателем. Внутренняя полость вакуумирует-
ся до необходимого для контроля давления, а в изделие подается
контрольный газ под избыточным давлением.
Метод вакуумирования с применением разъемных камер применяется
в основном при контроле герметичности кольцевых стыков трубопрово-
дов. Он заключается в том, что на испытываемый стык устанавливает-
ся специальная герметическая камера, соединенная с откачной систе-
мой и течеискателем, и, как в предыдущем случае, камера вакуумиру-
ется, а в изделие подается контрольный газ под избыточным дав-
лением.
Чувствительность метода вакуумирования составляет
-9 -10
10 ...10 ,и Вт.
5.5. ТРЕБОВАНИЯ ПО ГЕРМЕТИЧНОСТИ
В КОНСТРУКТОРСКОЙ ДОКУМЕНТАЦИИ
В конструкторской документации герметичность узлов, отсеков и
систем определяется техническими условиями или отражается в черте-
жах. Исходя из общих величин герметичности отсека или системы кон-
структор должен также определить и отразить в чертежах количест-
венные значения герметичности для отдельных узлов, частей системы
или ее элементов с указанием метода, способа, контрольного вещест-
ва и давления, определяющих технологический режим проверки герме-
тичности.
В качестве иллюстрации приведем формулировки технических усло-
вий по контролю герметичности типовых элементов топливного отсека.
Нормы по степени герметичности в технических условиях можно за-
давать в виде допускаемых потоков гелия как для бака в целом, так
и для отдельных узлов, агрегатов и соединений, за исключением (ес-
205
Таблица 5
Характерные требования и методы контроля для
основных элементов бака
Наименование контролнру- Допускаемый поток Метод контроля /
емого объекта гелия, Вт
Днища: сварные швы 1'1о"* . Шуп )
е -7 . 2
сплошность материала б’ 10 с 1 м поверхности _ -7 Накопление при ат- мосферном давлении
Крышки люков-лазов Магистральные трубопро- воды: 2’10 Накопление при ат- мосферном давлении
сварные швы гю"* -7 Щуп
сплошность материала Корпуса агрегатов ПГС: 5'10 с 1 п/м Накопление при ат- мосферном давлении
сплошность материала Визуально обнаружи- ваемые утечки не допускаются Аквариум
сварные швы Корпуса отсеков до сборки: 1' ю-* Щуа
сварные швы разъемные соединения Визуально обнаружи- ваемые утечки не допускаются Обмыл нваине
Заключительные сварные швы магистральных тру- бопроводов 1-ю-® Щуп
отсеки до сборки в из- делие :
заключительные свар- ные швы по"* Щуп
разъемные соединения Изделие в сборке: ГЮ”* с каждого соединения „ ,„-7 Накопление при ат- мосферном давлении
заключительные соеди- нения 2' 10 Щуп
206
ли ориентироваться на вышеприведенный перечень методов испытаний)
случаев, когда предусматривается использование методов обмыливания
и аквариума. В этих случаях вводится требование о недопустимости
визуального обнаруживания утечек.
Характерные элементы топливных отсеков, возможный уровень тре-
бований к ним по герметичности и рекомендуемые средства контроля
представлены в табл. 5.4.
При этом в технические требования чертежей рекомендуется вно-
сить следующие формулировки по методам контроля герметичности:
а) по методу обмыливания - ’’Сварные шва (разъемные соединения)
проверить на герметичность методом обмыливания в соответствии с ТУ
давлением р” (указывается величина давления);
б) по методу аквариума - ’’Поверхность детали (узла) проверить
на герметичность методом аквариума в соответствии с ТУ давлени-
ем р”;
в) по методу вакуумирования - ’’Поверхность детали (узла агрега-
та) проверить на герметичность методом вакуумирования в соответ-
ствии с ТУ давлением р. Утечка гелия более Q (указывается величи-
на) не допускается”;
по методу накопления при атмосферном давлении - ’’Поверхность
детали (узла агрегата), сварного шва проверить на герметичность
методом накопления при атмосферном давлении давлением р. Утечка
гелия более Q не допускается”;
д) по методу щупа - ’’Сварные швы (разъемные соединения) прове-
рить на герметичность методом щупа давлением р. Утечка гелия более
Q не допускается”.
При назначении давления контрольного газа при проверке изделий
на герметичность следует иметь в виду, что его величина должна
быть не меньше величины рабочего давления для испытываемого агре-
гата (узла). Ориентировочно можно принять р = р .
Г л а в а 6
КОНСТРУИРОВАНИЕ СУХИХ ОТСЕКОВ
6.1. КЛАССИФИКАЦИЯ СУХИХ ОТСЕКОВ
В данной главе рассмотрены вопросы конструирования сухих отсе-
ков корпуса ракеты-носителя. К последним обычно относят все неба-
ковые отсеки, за исключением ферменных конструкций и крепежных
рам. Конструктивно-силовая схема сухого отсека определяется его
назначением и особенностью функционирования в составе носителя.
Сухие отсеки можно классифицировать по различным признакам. На
207
Рис. 6.1. Классификация сухих отсеков
рис.6.1 дана классификация сухих отсеков по
ции и форме.
У гладких отсеков толстая обшивка, нет стрингеров и
назначению, к
ук-
них шпангоутов - они самые простые по конструкции и недорогие в
изготовлении. Но из-за низкой массовой эффективности применяются
лишь в виде коротких цилиндрических переходных участков.
Сухие отсеки стрингерной и лонжеронной конструкций нашли наибо-
лее широкое применение на ракетах-носителях, так как наиболее пол-
но удовлетворяют всем основным требованиям: они легки, прочны.
просты и т.д.
Отсеки стрингерной и лонжеронной конструкций отличаются между
собой лишь характером восприятия нагрузки - стрингерные не допус-
кают потери устойчивости обшивки между стрингерами и шпангоутами,
а лонжеронные допускают (работает в основном лонжерон с прилегаю-
щей к нему частью обшивки). Внешне конструкция их схожа - у лонже-
ронных отсеков лишь более мощные стрингеры, называемые лонжерона-
ми, ставятся они реже, а обшивка более тонкая, чем у стрингерных.
Такие отсеки представляют собой тонкостенные оболочки цилиндри-
ческой или конической формы, подкрепленные продольным и поперечным
силовым набором и изготовленные клепкой (возможно изготовление и
точечной сваркой) из деформируемых алюминиевых сплавов.
Сухие отсеки монолитной (панельной) конструкции изготов-
ляются из панелей вафельной (с продольными и поперечными или
диагональными ребрами) и стрингерной конструкций (только с
208
продольными ребрами), которые выполнены как одно целое с полотном.
' Стрингерные панели изготовляются • прессованием, а вафельные -
химическим травлением, механическим фрезерованием или электрохими-
ческой обработкой в основном из алюминиевых сплавов.
При малых сжимающих усилиях стрингерные или лонжеронные конст-
рукции становятся нецелесообразными, а применение панельной конст-
рукции с очень тонкими продольными ребрами и тонкой обшивкой огра-
ничено технологическими возможностями. В этом случае целесообразно
применять гофрированные конструкции (гладкие получаются тяжелее).
У таких отсеков обшивка существенно подкреплена, а поэтому не те-
ряет устойчивости.
Гофрированная конструкция изготовляется из листов алюминиевого
сплава либо коррозионно-стойкой стали.
Обшивка с гофрами сваривается или склеивается. Обычно гофры
бывают трапециевидной или синусоидальной формы. Часто такая обшив-
ка с гофрами подкрепляется мощными балками.
Сухие отсеки многослойной конструкции также обладают высокой
прочностью и жесткостью при малой массе. Особенно эффективны трех-
слойные панели с сотовым заполнителем.
Сотовая конструкция состоит из двух листовых обшивок, сваренных
либо склеенных с шестигранными или квадратными сотами, из коррози-
онно-стойкой стали либо из алюминиевого сплава. Перспективна кон-
струкция из композиционных материалов. Особенности конструирования
сухих отсеков из композиционных материалов будут рассмотрены в
гл. 11.
6.2. КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫЕ СХЕМЫ ОТСЕКОВ
В конструктивном отношении сухие отсеки представляют собой под-
крепленные тонкостенные оболочки. Основными силовыми элементами
отсеков являются: обшивка, продольный (стрингеры, лонжероны и гоф-
ры) и поперечный наборы (шпангоуты).
Продольный набор воспринимает изгибающий момент и осевую силу.
Кроме того, стрингеры подкрепляют обшивку, повышая ее критические
напряжения потери устойчивости. Поперечный набор обеспечивает сох-
ранение формы отсека и равномерное распределение воздействий сос-
редоточенных сил. Являясь опорой для стрингеров и обшивки, шпан-
гоуты увеличивают их критические напряжения потери устойчивости.
Обшивка служит в основном для восприятия крутящего момента и пере-
резывающей силы, а также вместе с продольным набором сопротивляет-
ся осевой силе и изгибающему моменту.
Конструктивное исполнение силового набора зависит в основном от
характера нагружения отсека и величины сжимающей силы.
209
Рис. 6.2. Конструктивное исполнение гладкого отсека: /
/ — обшнака; 2 — шпангоут стыковочный; 3 — люк эксплуатационный;
4 — штырь; 5 — заклепка; 6 — винт
Гладкие отсеки с неподкрепленной оболочкой являются самыми про-
стыми вариантами сухого отсека. Несущая способность такой констру-
кции в основном определяется ее устойчивостью. Величина критичес-
ких напряжений для гладкой оболочки незначительна по сравнению с
механическими свойствами материала, в частности, с пределом теку-
чести, что свидетельствует о малой массовой эффективности этих от-
секов. Некоторое увеличение эффективности достигается использова-
нием оболочки с кольцевыми ребрами. Гладкие оболочки находят при-
менение на самых верхних ступенях ракеты-носителя (особенно, если
отсек короткий), где сжимающая нагрузка наименьшая. Характерное
конструктивное исполнение гладкого отсека представлено на рис.6.2.
Стрингерный отсек в качестве основных силовых элементов содер-
жит стрингеры и шпангоуты. Определенную долю нагрузки воспринимает
и обшивка. Шаг стрингеров и толщина обшивки выбираются таким обра-
зом, чтобы обшивка не теряла устойчивости до разрушения отсека.
Шпангоуты увеличивают общую устойчивость отсека. Критические нап-
ряжения стрингерной конструкции значительно выше критических нап-
ряжений эквивалентной по массе гладкой оболочки.
Оболочка-обшивка воспринимает как продольные сжимающие усилия,
так и поперечные сдвигающие усилия, а также внешнее избыточное
давление.
Продольный набор (стрингеры) воспринимает в основном продольные
сжимающие усилия и подкрепляет оболочку.
Поперечный набор (шпангоуты) воспринимает сосредоточенные ради-
альные силы и давление, касательные силы и моменты, подкрепляет
обшивку, стрингеры или лонжероны.
Обшивка выполняется из листов, а стрингеры и шпангоуты -I
из прессованных профилей различной формы. Форма профилей
210 1
Рис. 6.3. Отсек стрингерной конструкции:
I — обшивка; 2 — стрингер типовой; 3 — стрингер обшивочный; 4 -
шпангоут промежуточный; 5 — шпангоут стыковочный; 6 — люк эксплуа-
тационный; 7 — заклепка; 8 — штырь; 9 — теплозащита
определяется конструктивньоли и силовыми признаками.
Обшивка бывает постоянной и переменной толшины (с местным утол-
щением).
Стрингеры делятся: на подкрепляющие (типовые) - для подкрепле-
ния обшивки; обшивочные - для формирования продольного стыка об-
шивки; усиленные, воспринимающие дополнительные сосредоточенные
усилия. Шпангоуты делятся: на стыковочные - для стыковки со смеж-
ными отсеками; промежуточные, расположенные между стыковочными
шпангоутами; силовые, на которые действуют сосредоточенные или
распределенные на небольшой длине значительные усилия; опорные,
служащие опорой на лонжемент при транспортировке или при других
случаях наземной эксплуатации. Характерное исполнение стрингерного
отсека представлено на рис.6.3.
Крепление обшивки к стрингерно-шпангоутному силовому набору ос-
лабляет соответствующие элементы отсека. Для компенсации этого ос-
лабления необходимо соответственно увеличить их толщину, а следо-
вательно, и массу. Более рациональными с этой точки зрения являют-
ся монолитные отсеки, изготовленные из панелей, в которых стринге-
ры выполнены заодно с обшивкой (рис.6.4,а). Такие панели получают
прессованием или механической обработкой толстых листовых заго-
товок.
Если сжимающие усилия достигают больших значений или к отсеку
прикладываются сосредоточенные усилия, оказывается достаточно
сложным обеспечить устойчивость обшивки между подкрепляющими эле-
ментами. В этом случае может допускаться потеря устойчивости об-
шивки. Основными несущими элементами при этом будут лонжероны, бо-
лее мощные по сравнению со стрингерами, устанавливаемые с большим
шагом и, как правило, в местах приложения сосредоточенных сил.
211
Рис. 6.4. Примеры конструктивного исполнения монолитных отсеков:
а — стрингерного; б — вафельного: / — шпангоут стыковочный; 2 В
сварной шов; 3 — панель вафельная ™
Например, лонжероны устанавливаются в местах крепления ракеты-
носителя на стартовом столе, в местах приложения сосредоточенных
сил от двигателей и т.д.
Толщина обшивки здесь определяется уже не условиями устойчивос-
ти, а технологическими ограничениями.
Вафельные отсеки, получившие широкое распространение в ракетной
технике, являются, по существу, предельной формой стрингерно-
шпангоутного силового набора.
Под вафельными оболочками принято понимать конструктивно-
ортотропные оболочки с часто расположенным подкрепляющим набором,
изготовленным заодно со стенкой (см. рис.6.4,б).
У вафельных оболочек возможны два вида потери устойчивости: об-
щая потеря устойчивости с одновременным разрушением подкрепляющего
набора и местная потеря устойчивости части стенки, заключенной ме-
жду подкрепляющим набором. Местная потеря устойчивости ребра ва-
фельным оболочкам не свойственна.
Принято различать вафельные оболочки с продольно-кольцевым на-
бором (см. рис.3.10,а), с перекрестным набором ребер, расположен-
ных под углом 45 к образующей (см. рис.3.10,в); с перекрестно-
кольцевым набором, у которого перекрестные ребра расположены под
углом 30 к образующей (см. рис.3.10,в).
Вафельные отсеки изготовляются механической обработкой (фрезе-
рованием) толстых листов, методом электрохимического фрезерования,
и др. ]
Высокие значения критических напряжений достигаются и в так на-»|
212
1
2
Рнс. 6.5. Принципиальное исполнение гофрированного отсека:
1,3— обшивка: 2 — гофр: 4 — стрингер усиленный
зываемых гофрированных отсеках (рис.6.5). В таких конструкциях
гофрированный металлический лист заключается между двумя гладкими
обшивками. Возможна конструкция и с одной гладкой обшивкой. Обшив-
ки с гофром соединяются сваркой, пайкой и склейкой. Мелкий шаг
гофров обеспечивает высокий уровень критических напряжений местной
потери устойчивости, а большой момент инерции сечения такой трех-
слойной стенки обеспечивает высокий уровень критических напряжений
общей потери устойчивости. Это позволяет более полно использовать
механические свойства материалов с высокими механическими свойст-
вами, таких, как титан, сталь. Гофрированная обшивка может быть
подкреплена силовым набором в виде лонжеронов и шпангоутов, что
еще в большей степени увеличивает эффективность таких конструкций.
Широкое применение получили трехслойные конструкции, в которых
между внешними гладкими обшивками находится наполнитель, скреплен-
ный с обшивкой сваркой или склейкой. В качестве наполнителя может
использоваться как металл в виде сот, так и пеноматериалы (см.
рис. 1.13). Сотовые конструкции при относительно малой массе имеют
большую жесткость и высокие критические напряжения потери устойчи-
вости.
Особенно целесообразно применение такой конструкции, когда на '
отсеки помимо осевых сил действует еще и давление (головные обте-
катели, конические сухие отсеки).
При проектировании трехслойных оболочек в зоне их стыковки с
другими узлами или отсеками надо предусматривать установку силовых
элементов для предотвращения расслоения оболочки. Доля этих под-
креплений в общей массе конструкции оболочки весьма значительна,
что существенно снижает ее массовую эффективность.
6.3. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ
ОТСЕКОВ
Основные расчетные соотношения
Характерным для сухих отсеков является сжатие осевой силой А/, а
также нагружение изгибающим моментом М и перерезывающей силой Q.
213
Усилие Q обычно незначительно и является второстепенным фактором. д
Определяющей нагрузкой при этом является эквивалентная сила
W = [л/ ± — 1 -— , ;
ЭКВ I r J COS7 ;
где 7 - угол полураствора конуса: г - текущий радиус сечения обо- Я
лочки. Для цилиндрических отсеков у = 0 и г = R.. I
Сжимающая сила N складывается из сил инерции и сил аэродинами- '1
ческого сопротивления. По величине она не превосходит максимально-
го значения тяги. Для большинства отсеков осевая сила достигает
максимального абсолютного значения, как правило, в момент времени,
соответствующий п*
Изгибающий момент определяется в основном поперечной перегруз-
кой и аэродинамическими силами. Поперечная перегрузка и аэродина-
мические силы, как правило, достигают максимальных значений на
траектории в точке, соответствующей q . Следовательно, и изгиба-
ющий момент здесь имеет максимальное значение.
Помимо полетных случаев нагружения сухие отсеки (как правило,
хвостовые) проверяют на случай стоянки на старте. Здесь сказывает-
ся действие изгибающего момента от ветровой нагрузки в случае кон-
сольного закрепления ракеты-носителя и силы тяжести полностью зап-
равленной ракеты-носителя. Исходной для расчета сухих стрингерных
отсеков является максимальная эквивалентная сила, увеличением ко-
торой в f раз определяется расчетая эквивалентная сила
N? = fN .
экв экв
Работоспособность конических отсеков проверяется также на дей-
ствие внешнего избыточного давления р.
Знание условий нагружения позволяет перейти к определению пара-
метров конструкции сухих отсеков. В дальнейшем рассмотрим основные
расчетные соотношения, позволяющие производить выбор параметров
различных типов сухих отсеков.
Допустимые напряжения гладкой цилиндрической оболочки, нагру-
женной осевой сжимающей силой Л/** , определяются ее устойчивостью
5
a =k Е , (6.1)
кр жл К л
где 5° - толщина оболочки; k* - коэффициент устойчивости оболоЧ]
ки; Е - модуль упругости; R - радиус оболочки. Я
214 I
Расчетные напряжения в рассматриваемом случае будут равны
^p
экв
2я/?5
о
(6.2)
Для стрингерных, лонжеронных и гофрированных отсеков возможны раз-
личные формы потери устойчивости:
потеря устойчивости обшивки;
общая потеря устойчивости стрингера;
местная потеря устойчивости элементов стрингера.
Критические напряжения потери устойчивости обшивки можно рас-
считать по соотношению
где k - коэффициент устойчивости пластины; д - коэффициент Пуассо-
на; t - расстояние между стрингерами.
С
Первое слагаемое формулы (6.3) соответствует критическому нап-
ряжению сжатой цилиндрической оболочки (6.1). Второе слагаемое со-
ответствует критическому напряжению длинной прямоугольной пласти-
ны. В предварительных проектировочных расчетах можно принять k =
= 0,1. Минимальное значение коэффициента k = 4 соответствует шар-
нирно опертой пластине. При k = 4 и д = 0,3 формула (6.3)
где ft = 3,6.
Критическое напряжение потери устойчивости изолированной
стойки в упругой области определяется по формуле
2„
общ я с
а = с —— ,
кр х2
примет
(6.4)
сжатой
(6.5)
где с - коэффициент, зависящий от характера закрепления концов
стрингера; X = 1/р - гибкость стрингера; I - длина стрингера; р =
S г
= =— - радиус инерции сечения стрингера; / - момент инерции
сечения стрингера; F - площадь поперечного сечения стрингера.
л*
215
предварительных проектировочных расчетах можно принять с =
Так как вместе со стрингером сжимающую нагрузку воспринимает и
обшивка, при определении момента инерции необходимо учитывать ее
площадь и момент инерции вычислять относительно общего центра тя-
жести стрингера и обшивки. Момент инерции сечения профиля с присо-
единенной обшивкой рассчитывается по соотношению
Л. = 2/. * SF.(x. - х )2, (6.6)
£ . I .11 т
I I
где F. - соответственно моменты инерции и площади полок профи-
t i
ля и обшивки; х^ - расстояние до центров тяжести профиля и обшив-
ки; х - положение центра тяжести сечения,
т
Положение центра тяжести сечения определяется из условия
xF
т
SF_r..
. i I
I
(6.7)
Критические напряжения местной потери устойчивости элементов
м
стрингера
по соотношению
. определяются
где 5 .ид.- соответственно
с I I
(6.8)
толщина и ширина полки стрингера.
Коэффициент k определяется формой поперечного сечения стрин-
гера. Для свободных полок k* - 0,46, рля стенок профиля можно при-
нять k = 3,6.
м
При действии внешнего избыточного давления оценивается величина
критического давления
г 5 45/2
р = 0.92Е у5— , (6.9)
КР i I /?ср J
где Rc? - средний радиус х-го пролета между подкреплениями: I. -
длина i-го пролета по образующей конуса.
Для цилиндрической оболочки R. = R.
Расчетные соотношения для оценки работоспособности многослойных
оболочек будут рассмотрены отдельно.
216 |
Принципы формирования конструктивно-силовых схем сухих отсеков
Конструктивное совершенство сухих отсеков определяется множест-
вом факторов, отражающих наиболее существенные качества разрабаты-
ваемой конструкции.
Для конструкций ракет-носителей одним из наиболее важных явля-
ется требование по обеспечению минимальной массы отсека. Однако,
как было показано выше, стремление выполнить это требование приво-
дит к ухудшению других показателей.
Для того чтобы оценить целесообразность проведения тех или иных
мероприятий, направленных на снижение массы отсека, необходимо
уметь соизмерять величину достигаемого при этом массового эффекта
с отрицательными последствиями по другим показателям.
В общем случае массовую эффективность конструкции сухих отсеков
можно оценить отношением акр/а0 2’ где ° р ~ критическое напряже-
ние потери устойчивости отсека.
Среднестатистические значения этого критерия для различных ти-
пов отсеков представлены ниже:
Гладкий......................................... 0,1...0,2
Стрингерный или лонжеронный................... 0,4. ..0,5
Гофрированный................................... 0,7...0,8
Малая массовая эффективность гладких оболочек свидетельствует о
невыгодности использования таких конструкций. Однако эти конструк-
ции все же применяются в виде коротких переходных участков из-за
их технологической простоты и небольшого вклада в общий массовый
баланс конструкции.
Наиболее широкое распространение в конструкции сухих отсеков
ракет-носителей получили стрингерные или лонжеронные отсеки. Одна-
ко возможности стрингерных отсеков, не допускающих потери устойчи-
вости обшивки, ограничены. Действительно, для повышения критичес-
ких напряжений такой обшивки нужно существенно уменьшить расстоя-
ние между подкреплениями, что соответственно приведет к уменьшению
площади их сечения. При этом ухудшение эффективности стрингерных
оболочек будет обусловлено отсутствием стандартизованных профилей
малых размеров и несоответствием расчетных и стандартизованных па-
раметров профилей. Фактически только в конструкции отсека с обшив-
кой, подкрепленной частым гофром, удается достичь максимальных
Уровней массовой эффективности.
Выше были рассмотрены общие соображения о целесообразности при-
менения того или иного типа отсека. Для проведения количественного
анализа необходимо получить конкретные соотношения для расчета по-
казателя массовой эффективности отсеков различных типов.
217
При этом задача проектировочного расчета заключается в выборе
такого сочетания параметров для отдельных элементов конструктивно-
силовой схемы, который при сохранении работоспособности отсека со-
ответствует минимуму его массы.
Как правило, наибольшая массовая эффективность будет обеспечи-
ваться при равнопрочности элементов отсека по различным предельным
состояниям:
о м общ
Г] = Г] . = Г]
кр кр I кр
Здесь I
о м общ I
а а . ° I
о кр м кр I общ кр
п = —; г? . = —с: rj = —— ;
кр оР кр I стР кр ОР
где а° - критическое напряжение потери устойчивости обшивки отсе-
ка: а . - критическое напряжение местной потери устойчивости
. Р общ -
l-то элемента стрингера; а ₽ - критическое напряжение общей поте-
ри устойчивости стрингера.
При этом величина коэффициента запаса не должна существенно
превышать единицу, так как это приводит к увеличению массы конст-
рукции отсека. В дальнейшем будем считать, что для работоспособной
конструкции коэффициент запаса может быть принят равным единице,
т.е.
(6.10
о . м , общ ,
п = г, Ti . = 1 : п =1.
кр кр I кр
Заметим, что при наложении некоторых условий на параметры конф
руктивно-силовой схемы условие равнопрочности может и не обеспечг
вать минимальную массу отсека. Более подробно объяснение этого j
вопроса будет дано позднее при анализе конкретных конструктивно-
силовых схем.
Условия (6.10) связывают параметры элементов сухих отсеков. В
общем случае число искомых параметров может оказаться большим, чем
число уравнений связи. В этой ситуации свободные параметры целесо-
образно назначать из условия обеспечения минимальной массы отсека.
При заданных габаритных размерах отсеков, определяемых, как прави-
ло, из компоновочных соображений, минимум массы обеспечивается при
минимальной площади поперечного сечения отсека. При заданных на-
грузках это условие выливается в требование достижения максималь-
ных напряжений, действующих в отсеке.
218
Очевидно при решении задачи оптимизации необходимо также учиты-
вать ограничения, связанные с технологическими факторами и удов-
летворением условия непревышения действующими напряжениями механи-
ческих свойств материала.
Кроме того, при действии внешнего избыточного давления необхо-
димо проверить удовлетворение условия
/ < р .
кр
Выбор оптимальных параметров элементов конструктивно-силовых
схем сухих отсеков различных типов по предложенному подходу рас-
смотрен ниже.
Проектирование гладких и стрингерных отсеков
Проектирование гладкой оболочки заключается в выборе толщины
обшивки. Таким образом, имеется один искомый параметр 5 и одно
О
0 1
дисциплинирующее условие = 1.
Из этого условия с учетом выражений (6.1), (6.2) можно получить
расчетное
оболочки
соотношение для оценки массовой эффективности гладкой
а
кр '
°0.2
k №Е
хл
(6.11)
- погонное сжимающее усилие.
Из соотношения (6.11) видно, что массовая эффективность гладкой
оболочки растет с ростом ее нагружения и уменьшением радиуса R,
а при определенном сочетании нагружения и размеров достигает пре-
дельного единичного значения.
Однако для реального диапазона изменения параметров отсека и
его нагружения величина критерия (6.11) невелика и, как указыва-
лось выше, не превышает значений 0,1...0,2.
Для стрингерных отсеков выражение для действующих напряжений
Можно представить в виде
1 з х
2 ( , 14 ( k 14
I I м
[ ф [ 2
(6.12)
где I - расстояние между шпангоутами; ф - параметр, зависящий от
геометрии поперечного сечения стрингеров.
219
В дальнейшем с целью проведения сравнительного анализа при
1
Г I4
воде расчетных соотношений множитель I был включен в пара-
метр ф. При этом выражение для действующих напряжений (6.12) при-
мет вид
(6.13)
Как видно из соотношения (6.13), максимум напряжений достигает-
ся при параметрах продольного набора, обеспечивающих минимум ф.
Основные расчетные соотношения для отсеков с различными формами
поперечного сечения стрингеров представлены в табл. 6.1. Характер
изменения функции ф в зависимости от свободных параметров отсека
показан на рис.6.6...6.10.
На рис. 6.6 показан характер изменения критерия для уголкового
профиля с законцовкой в зависимости от f для различных значений Ь
и h. Очевидно, приняв f = 0, получим решение для обычного уголко-
вого профиля. Как видно из графика, выбор рациональных параметров
законцовки улучшает массовую эффективность стрингерного отсека.
__На рис.6.7 представлены результаты расчета критерия ф для
Z-образного и П-образного профилей в зависимости от b при различ-
ных й. Очевидно, оптимальное значение Ь соответствует минимуму
массового критерия ф. Анализ характера изменения критерия ф по й
показывает, что обеспечение требования равнопрочности для
элементов сечения профиля не всегда приводит к наилучшему резуль-
тату. Действительно, при одинаковой толщине горизонтальных, и вер-
тикальных полок профиля их равнопрочное™ достигается при й = 1.
В то же время_для П-образного профиля наилучший массовый эффект \
•достигается при й = 2. Соответственно для Z-образного профиля мас-
совая эффективность возрастает с увеличением й. Таким образом, от-
каз от обеспечения условия cP = для горизонтальной полки П-
образного профиля и вертикальной полки Z-образного профиля улучша-
ет массовую эффективность отсека. При этом критические напряжения,
в рассматриваемых полках оказываются больше действующих. Этот ре-
зультат объясняется наложением дополнительных связей на параметры
профиля, выразившихся в задании одинаковой толщины его полок. При
снятии этого условия обеспечение равнопрочное™ горизонтальной
вертикальной полок профиля дает наилучший массовый эффект.
и
220
Таблица 6.1
Расчетные соотношения для выбора параметров
стрингерного отсека
Условные овозначения:
‘Ч
tc^c
7. - h
h ~~
Критерий мас-
совой эффек-
тивности
. b{h '
* <<>"’
Безразмерный момент инер- ции сечения hk ( х Й (х l2f 1 / = тг • Л» 0.S - — 12 1 л > Ц И > С х I2 * 1 -г- f 1 ft J
Безразмерная координата центра тяжес- ти сечения - _ ft2ft + 2ftf T 2[ft(ft * 1) + 8 * 7]
Относительная толщина обо- лочки k M 8 = —— k = 0.46; k, = 3.6 ns " 1
Толщина стрингера F F 8 = c toR[b(h +0*8 + 7] 2ltRA
Толщина оболочки 8 = M о c
221
Продолжение табл. 6.1
Расстояние
между
стрингерами
Ширина полки Ь = Ы
с
с трингера
Площадь за- f - ft 8 i
с с
концовки
стрингера
Высота полки Й = ЛЬ
стрингера ><
Кр нтернй
массовой
эффективности
Ф =
8 ♦ 6(Л < 2) 1
Й
м
3
(7)3
Безразмерный
момент инер-
ции сечения
Безразмерная
.координата
центра тя-
жести сечения
ж = ---——2
т (2 + h)b + 8
222
Продолжение табл. 6. /
Относительная толщина обо- k м k
лочкн *1 5 = -
hb — k = 0,46; k, = 3,6 . М 1
Толщина 5 = с ‘ 1
стрингера 2тг/?[5 * Ь(Л ♦ 2)] 2itRA
Толщина обо- лочки 5 = 0 88 С
Расстояние между стрин- герами
i = С 5 ’ 0 *1Е <?
Ширина полки с трингера ь = ы с
Высота полки стрингера h = hb
Критерий 6 + 2Й(Й + 1)
массовой Ф = -----------_ [/j
эффективности (I)
Безразмерный
момент инер-
ции сечения
223
Продолжение табл. 6.1
Безразмерная
координата
центра тяжес-
ти сечения
х _ ш * оь
’ 2(ft + 1)Ь + 8
Относительная 8 = — (1 - 1,5b), Ь<|т8 = -Ь£-.Ь>|-
т олщнна оболочки Я 3 J 3
Толщина u.w u.w <
стрингера с 2ттЯ[3 * 2b(h * 1)] 2,rRA i
Толщина оболочки 6 = 56 о с
Расстояние
между стрнн- k^E
герамн t = 8 ---+ 1,5b
сор
(Г
Ширина полки b ~ Ы
с трннгера с
Высота полки
с трннгера
224
г
Рис. 6.7. Изменение критерия массовой эффективности в зависн
мости от Ъ для различных h:
а — для Z-образного профиля; б — для П-образного профиля
Оценить необходимость предъявления требования равнопрочности к
тому или иному элементу профиля можно на основе анализа его влия-
ния на работоспособность отсека.
Если изменение параметра элемента профиля улучшает работоспо-
собность отсека по одним предельным состояниям и ухудшает по дру-
гим, то необходимо требовать выполнения условия равнопрочности по
этим предельным состояниям.
В рассмотренном выше случае изменение размеров горизонтальной
полки П-образного профиля влияет только на общую устойчивость от-
сека, так как ее местная устойчивость при равенстве толщин всех
полок заведомо удовлетворяется для оптимальных значений ft.
Аналогичные рассуждения справедливы и для вертикальной полки
Z-образного профиля.
Представленные выше результаты позволяют решать вопрос о выборе
формы поперечного сечения профиля стрингерного отсека. Очевидно,
целесообразно использовать профиль, обеспечивающий наилучшую мас-
совую эффективность отсека. Однако решение этого вопроса должно
производиться с учетом удовлетворения целого ряда требований про-
ектно-конструкторского, производственного и эксплуатационного ха-
рактера.
В дальнейшем рассмотрим особенности учета ограничений,
8 - 908 225
связанных с прочностными и проектно-производственными факторами.
С точки зрения работоспособности отсека по прочности расчетные
напряжения не должны превышать предела текучести материала отсека
(6.14)
0,2’
С учетом выражения (6.13) соотношение (6.14) примет вид
1 3
( - г-пР 42 ( . ч4
< а
0,2
(6.15)
Разрешая
лицу области
неравенство
применения
2
Г>Р 13 (
(6.15) относительно ф, получим нижнюю гра-
стрингерной оболочки по прочности
з
Ф
В частности, для сплава Д16Т (aQ 2 = 300 МПа; Е = 7, Г10 МПа);
в случае /И* = 200 кН/м; t = 0,5 м получим ф > 1,58.
Проектные и технологические факторы также накладывают ограни-
чения на размеры элементов сухого отсека. В дальнейшем рассмотрим
решение поставленной задачи при фиксации размеров отдельных эле-
ментов конструкции отсека.
При фиксированной толщине стрингера 8 определяют функцию
2яЕ82
= А3 [------1 = A3t
& I ) ос
2 2-
2пЕ8 -»3
' I
Ж Л - 2.RSc : '& I sp(
Тогда искомые безразмерные параметры отсека будут соответство-
вать точке пересечения кривой , отвечающей заданному значению
ОС
1^, с функцией ф (см. рис. 6.6). Аналогично можно получить решение
при фиксации толщины оболочки 8 и расстояния между стрингерами
О
f . При этом выражения для функций и примут вид
226
В общем случае реальные значения параметров отсека могут отли-
чаться от оптимальных. Наиболее сильно падение эффективности будет
оказываться при малых уровнях М’, что объясняется отсутствием
стандартизованных профилей малых размеров, а также технологически-
ми ограничениями на толщину обшивки. В этой ситуации оказывается
целесообразным переходить к гофрированным отсекам, допускающим
техническую реализацию оптимальных параметров в широком диапазоне
их изменения.
Проектирование гофрированных отсеков
При проектировании гофрированного отсека, работающего на осевое
сжатие, необходимо удовлетворить требованиям по обеспечению общей
и местной устойчивости.
Общая устойчивость гофрированного отсека может определяться ус-
тойчивостью гофра с обшивкой на шаге t как сжатого стержня. Расче-
ты выполняют при потере устойчивости, соответствующей изгибу в ра-
диальной плоскости. При этом можно воспользоваться формулой (6.5)
при с = 2.
Расчет гофрированного отсека на местную устойчивость сводится к
расчету криволинейных и прямолинейных участков гофра и самой обо-
лочки. Для криволинейных участков гофра и оболочки критические на-
пряжения рассчитываются по соотношению (6.1). Потеря устойчивости
криволинейных участков не допускается. Для плоских участков гофра
критические напряжения рассчитываются по формулам (6.8). Потеря
устойчивости плоских участков гофра не вызывает разрушения, так
как плоская пластина после потери устойчивости продолжает нести
нагрузку. При проведении проектных расчетов рассмотрим гарантиро-
ванную модель функционирования отсека, не допускающую потерю ус-
тойчивости отдельных элементов гофра. Тогда условия работоспособ-
ности примут вад
общ
’’кр
= 1; тГ . = 1.
к pl
227
В дальнейшем приведем результаты анализа массовой эффективности
отсеков с гофром трапециевидной и омегообразной формы. Основные
расчетные соотношения для отсеков указанных типов представлены в
табл. 6.2.
Таблица 6.2
Расчетные соотношения для выбора параметров
гофрированного отсека
эффективности ф - ------------“
(cos а) (<)
Безразмерный
момент инерции
сечения
h
„ 2
6cos а
Угол наклона
стойки гофра
. I 3 - а
а = arcsm I —-------
* 8Л
Безразмерная
координата
центра тяжес-
ти сечения
г а
п + —
_______4
2й +1_ + Lli
h 4
228
Продолжение табл. 6.2
Относительная т* 1
о =
толщина обо-
лочкн
Толщина гофра
8
2ltfl2ft * J- *
I П 4
Толщина обо- - 8 8
о г
лочкн
= А_
2яЛА
Шаг гофра
k Е
i = -11— 8
аР °
Длина наклон- Д -
кого участка
гофра
Длина горн -
зоктального а = ~
участка гофра
ТЛ/3
Критерий мае- 1 + 8 + 1 14Г
совой эффек- ф = 5
тнвностн
Безразмерный ? = , + -2 + ( + -2 _ -
момент инерции
сечения
229
Продолжение табл. 6.2
Безразмерная %—
координата X = --------------------
центра тяжес- 1 + 8 + 1,14Г
тн сечения
Действующие
расчетны е
напряжен ня
Относительная
толщина обо-
лочки
0.3
Коэффициент
учета внеш-
ней нагрузки
Elk4
Г
. IT" irtp
Толщина гофра
Г (1 + 8 ♦ 1.14Г)(аР)
Радиус гофра
k Е8
Г г
Шаг гофра _ г
Г
Толщина _ _ т-
0-00
оболочки о г
Величина крн“ 0.3 = { “ + j + 1>14Г)},/2
терня при фик- о
снрованной 8
Коэффициент
учета толщи-'
ны гофра
г
230
(ф)°>3
от h для различных а
Рнс. 6.9. Изменение критерия массовой эффективности в зависимости
от Г для различных уровней нагружения
Характер изменения критерия массовой эффективности для рассмат-
риваемых типов отсеков представлен на рис.6.8 и 6.9. Как видно из
графиков, массовая эффективность отсека растет с увеличением а.
Очевидно, наибольший эффект будет достигаться для гофра с вер-
тикальной стенкой. Этот вывод объясняется тем, что с увеличением
ширины горизонтальной полки растет момент инерции сечения гофра и
работоспособность отсека на общую устойчивость улучшается. При
этом снижение уровня критических напряжений местной потери устой-
чивости горизонтальной полки не приводит к нарушению ее рабо-
тоспособности, так как для оптимальных параметров отсека напряже-
ния а" будут всегда превышать действующие. Действительно, для
гофра постоянной толщины напряжения местной потери устойчивости в
горизонтальной полке будут больше, чем в наклонной, при выполне-
нии условия й > а. В безразмерном виде это неравенство примет вид
Л > а/4. (6.16)
Оптимальные значения_Л, соответствующие рассматриваемым вариан-
там задания а (а = 1, а = 2), лежат в диапазоне 0,7...0,8. Следо-
вательно, условие (6.16) выполняется.
Полученные результаты позволяют определять оптимальные парамет-
231
ры отсека. Основные соотношения, необходимые для проведения расче-
тов, представлены в табл. 6.2. Действующие в отсеке напряжения
можно оценить по формуле (6.12). Также как и для стрингерных отсе-
ков при реализации оптимальных параметров гофрированной оболочки
размеры элементов отсека могут получаться меньше некоторых допус-
тимых значений, которые зависят от применяемого материала и воз-
можностей производства.
Условие непревышения расчетными напряжениями предела текучести
материала определяется неравенством
2 1 4
При фиксации толщины гофра по аналогии с подходом, рассмотрен-
ным выше, имеем
4
.3.
Ф8 =ALS’
Г г
2
(6.17)
где =
Г
2тгЕ82
г
Npl
2тг R8
г
При ограничении на толщину оболочки получим
4
(6.18)
гдеЬ5
О
2тгЕ
Npl
При задании ограничений на 8 или 8 искомые параметры отсека
находятся как решения уравнений, получаемых в результате приравни-
вания соотношений (6.17), (6.18) выражению для критерия эффектив-
ности ф, представленному в табл. 6.2.
Для гофра омегообразной формы значения критерия эффективности
232
оказываются зависимыми от уровней нагружения и геометрических раз-
меров отсека. _
Расчет значений ф для различных г сводится к совместному реше-
нию системы алгебраических уравнений
1 + 8 + 1.14Г
Ф =----------------
£
(Т)3
— — —2 —2 —2 —
i = 1,57г * х * 1,14гх * 8х - 4гх;
1 + 5 + 1,14Г
— / Л3
8 = — (ф) :
гае 1Я =
Результаты расчета для различных уровней нагружения предста-
влены на рис.6.9.
Как видно из графика, с увеличением безразмерного радиуса гофра
массовая эффективность отсека улучшается. При проектировании отсе-
ка назначение конкретных значений г осуществляется из условия удо-
влетворения технологических ограничений.
При заданной толщине гофра плошадь поперечного сечения отсека
будет зависеть от безразмерных параметров 8 и г:
F = 2яЯ8 (1*8* 1,14г).
S г
(6.19)
С другой стороны величина F
Кк.1
<г
может быть оценена по соотношению
(6.20)
где =
Г
0.2 ,
k
2
5
3
Г
I
£
Ф
233
Приравнивая выражения (6.19) и (6.20) и разрешая равенство от-
носительно ф, получим
3 1
ф10 = [Z5 (1 * 5 * 1.14F)]2, (6.21) ;
г
3
н 10
В то же время параметр ф удовлетворяет соотношению
(6.22)
Приравнивая соотношения (6.21) и_(6.22), приходим к уравнению
относительно безразмерного параметра г.
Решения уравнения для различных значений коэффициента L отме-
О
г
чены точками на кривых, представленных на рис. 6.9. Числа около то-
чек на кривых соответствуют принятому значению коэффициента L .
О
г
Подставляя в выражение для 1$ вместо 8 параметр 8^/8, получим
г
соотношения, позволяющие учитывать ограничения на толщину лис-
та 8 .
О
Область допустимых значений ф с точки зрения недостижения пре-
дела текучести задается неравенством
2
Проектирование лонжеронных отсеков
В лонжеронном отсеке допускается потеря устойчивости обшивки.
После потери устойчивости обшивка не участвует в восприятии
сжимающих сил. Только узкая полоска, прилегающая к лонжерону, ра-
234
ботает совместно с ним. Эту часть обшивки принято называть присо-
единенной. Ширину этой части обшивки b определяют по формуле
b = 1,95 J — .
пр о СР
(6.23)
Ширина присоединенной обшивки, используемая в расчетах, зависит
от формы лонжерона и его размеров. Для лонжерона уголкового профи-
ля (рис.6.10,а) ширина а будет равна b . Для лонжерона замкнутого
профиля (см. рис.6.10,6) ширина а будет' равна 26 если Д >
> b ; в противном случае а = Д + Ь .
пр пр
Работоспособность лонжеронного отсека определяется удовлетворе-
нием требований по обеспечению общей и местной устойчивости лон-
жерона. Критические напряжения общей устойчивости определяются с
учетом присоединенной обшивки а по соотношению (6.5). Местная ус-
тойчивость полок лонжерона оценивается по формуле (6.8).
Расчет лонжеронного отсека сводится к выбору такой толщины об-
шивки и параметров профиля, которые обеспечивают минимальную массу
конструкции. Критерием выбора параметров лонжеронного отсека явля-
ется суммарная плошадь поперечного сечения отсека.
Рассмотрим задачу выбора параметров лонжеронного отсека с про-
филем типа уголка, представленного на рис. 6.10. В данном случае
имеем пять неизвестных параметров b, t, а, 5 , 5 и три условия ра-
ботоспособности, определяемые необходимостью обеспечения общей ус-
тойчивости лонжерона, местной устойчивости свободной полки стрин-
гера и работоспособности оболочки на приведенной ширине обшивки.
Таким образом, два из параметров являются свободными. Для нахожде-
ния этих параметров используем подход, рассмотренный ранее для
стрингерного отсека.
Рис. 6.10. Сечение элемента лонжеронного отсека
235
Критерием массовой эффективности в рассматриваемы случае явля-
ется суммарная площадь поперечного сечения отсека:
—Г
^2 = г
(1-а)8
2b + aS .
(6.24)
Расчетные соотношения для выбора
лонжеронного отсека
УепоОньче обозначения:
Критерий мас-
совой эффек-
тивности
(1 - а)8
b{h + 1) + aS
Безразмерный
параметр
, _ й(й + 1) + За
Л я ----
<й|/3
Безразмерный
момент инерции
сечения
Безразмерная
координат а х
центра тяжес - 1
тн сечения
Т?ь
2\b(h + 1) + 8a]
Т а б л и ц а
параметров
Расчетные соотношения для уголка с произвольной высотой полки
представлены в табл. 6.3.
Напряжения, действующие в лонжеронном отсеке, можно рассчитать
по формуле (6.12).
Приведенные соотношения обобщают результаты, полученные для
стрингерных отсеков, и совпадают с аналогичными выражениями, полу-
ченными для стрингерных отсеков при a = 1.
Как видно из графика (рис.6.11), для каждого значения а сущест-
вует оптимальное значение параметра Ь, обеспечивающее минимум без-
- ^2 —
размерной площади F = z— . Очевидно, оптимальные значения b
4л /t
Продолжение табл. 6.3
Коэффициент
учета толщи-
ны оболочки
Коэффициент
учета числа
лонжеронов
Относительная
ширина полки
лонжерона
°,Зв 7-7—-—
й(Л + 1)1
о
Относительная —
— a
толщина обо- 8 = 0,36 ------
лочкн hb
Толщина полки 8
к____________________о
лонжерона О - --------
8
Ширина полки 2тг/?
л онжерона Л
Высота полки ft - ftft
лонжерона
2
236
237
удовлетворяют алгебраическому уравнению / |
3F (а, Ь) /
—------------- 0. ! (6.25)
аь
Уравнение (6.25) совместно с выражением (6.24) задают огибающую
семейства кривых Г (а, 6). Точки касания кривых семейства огибаю-
щей соответствуют оптимальным значениям Ь. Таким образом, для каж-
дого значения а минимум критерия будет достигаться на огибающей.
Анализ поведения огибающей показывает, что с уменьшением а массо-
вая эффективность отсека возрастает. Таким образом, с точки зрения
массового критерия целесообразно вообще не ставить обшивку. Заме-
тим, что этот вывод соответствует идеальной схеме нагружения отсе-
ка только осевым сжимающим усилием и не учитывает ограничений тех-
нологического и эксплуатационного характера. В реальных ситуациях
необходимо иметь в виду, что на отсек помимо осевой силы действуют
изгибающие и крутящие моменты, а также перерезывающие силы. Кроме
того, для конических отсеков необходимо учитывать влияние внешнего
избыточного давления и тепловые воздействия. Наконец, агрегаты и
приборы, находящиеся внутри отсека, требуется защитить от воздей-
ствия набегающего потока в полете и от различных внешних воздей-
ствий (пыли и влаги) при наземной эксплуатации.
Рис. 6.12. Изменение безразмерной площади отсека в зависимости от
а для различных толщин оболочки при h = 2
238
Все это обусловливает необходимость установки обшивки. Причем,
как указывалось выше, влияние перерезывающих сил и крутящего мо-
мента для изделий рассматриваемого класса невелико, поэтому обшив-
ка лонжеронных отсеков существенно тоньше, чем у стрингерных. Во
многих случаях ее толщина обусловливается технологическими ограни-
чениями. Например, при очень малой толщине листа головка потайной
заклепки может продавить обшивку и работоспособность заклепочного
соединения нарушится. При фиксированной толщине обшивки выражение
для безразмерной площади можно представить в виде
/1(1 ♦ h)b2
0,36а
(6.26)
S о
Совместное решение выражений (6.26) и (6.24) позволяет рассчи-
тать величину F , соответствующую заданной толщине листа. На
2г
рис.6.12 показан характер изменения функции F для различных зна-
2г
чений коэффициента L.
О
Как видно из графика, с уменьшением значения а массовая эффек-
тивность отсека с фиксированной_толшиной оболочки возрастает. Для
назначения конкретных значений а необходимо наложить дополнитель-
ное условие на параметры отсека. В частности, можно задать число
лонжеронов л.
С точки зрения массовой эффективности оболочки целесообразно
брать как можно меньше лонжеронов. Однако критерий F , характери-
2г
зующий массу подкрепленной оболочки, был получен без учета особен-
ностей восприятия сосредоточенных нагрузок, приходящих на стыко-
вочные узлы оболочки от соседних отсеков. С точки зрения рацио-
нальной передачи этих усилий в районе приложения сосредоточенных
сил оболочка должна подкрепляться лонжеронами.
Задание л фактически определяет расстояние между лонжеронами
п
При фиксированном значении t выражение для безразмерной площади
сечения отсека примет вид
239
где
? _ 1 [Ь(/> ♦ I) ♦ 6]а
у ~ */_______ __________
[b(h + 1) + а8]
(6.27)
Соотношение (6.27) совместно с выраже м (6.24) задают величи-
ну F, соответствующую заданному числу лонжеронов. Характер изме-
2л
нения функции F, соответствующий различным значениям показан
2л I
на рис. 6.12 пунктирными линиями.
Задание толщины обшивки и числа лонжеронов позволяет определить
параметр а, отвечающий пересечению кривых F (а), построенных для
2л
значений L и соответствующих принятым значениям вил.
о Г о
Знание параметра а позволяет определить искомые параметры отсе-
ка с помощью соотношений, представленных в табл. 6.3.
Анализ полученных результатов показывает, что для реальных от-
секов коэффициент 1^ изменяется в диапазоне 25... 100. При этом
безразмерный параметр а, характеризующий часть оболочки, работаю-
щий совместно с лонжероном, лежит в интервале 0,05...0,2. Таким
образом, большая часть обшивки не воспринимает нагрузку и является
своего рода балластом. Из условия непревышения расчетными напряже-
ниями предела текучести получим
1 1
[ Яг£^_ 12[ *. 1’1
_ I < J b J
(1 - а)в
bih + 1) + aS
Граничная кривая, соответствующая материалу Д16Т (aQ %
= 300 МПа), представлена на рис.6.11. Точка пересечения этой к]
вой с огибающей определяет допустимую границу уменьшения а.
Проектирование монолитных (панельных) и многослойных отсеков
Монолитные отсеки изготовляются из панелей. Различают стрингер-
ные монолитные отсеки и вафельные отсеки. При расчете стрингерных
монолитных отсеков используется тот же подход, что и для обычных
стрингерных отсеков. Выбор параметров отсеков вафельной конструк-
ции подробно рассмотрен в разд. 3.3.
240
В дальнейшем остановимся более подробно на выборе параметров
многослойной конструкции. При действии изгибающих моментов и сжи-
мающих сил высоких уровней критических напряжений удается достичь
при использовании трехслойных конструкций.
При проведении проектного анализа рассмотрим симметричную трех-
слойную оболочку, представленную на рис. 1.13. Задача проектировоч-
ного расчета такой оболочки сводится к определению толщины несуще-
го слоя 8, толщины заполнителя h и параметров заполнителя. Исход-
ными данными для проектировочного расчета являются геометрические
размеры отсека, механические свойства материалов стенки и сот и
величина расчетного усилия
При этих условиях в качестве критерия массовой эффективности
можно принять эквивалентную толщину оболочки 8^
5 = 5(2 + дХ), х (6.28)
э
где д = р /р - относительная плотность заполнителя; X = Л/5 - от-
3 и
носительная толщина заполнителя; р , р соответстведао плотности
3 н
заполнителя и несущего слоя оболочки.
Таким образом, поставленная задача сводится к определению пара-
метров д, X и 8 при условии обеспечения минимума эквивалентной
толщины 5^ и сохранении работоспособности оболочки. При продольном
сжатии условие работоспособности трехслойной оболочки запишется в
виде
1^ I = Т . (6.29)
1 экв1 кр
Критическая осевая сила для симметричной трехслойной обо-
лочки рассчитывается по соотношению
Г = 22Е А52(1 ♦ X - d), (6.30)
кр н
h - С3
где d = 0,525 —3- ; R - радиус оболочки; G = „---------относительный
RG и
модуль сдвига заполнителя: G - модуль сдвига заполнителя; k s
3
s 0,3; Е - модуль упругости материала несущего слоя.
Разрешая соотношение (6.30) относительно 5 и учитывая условие
(6.29), получим
241
s =
Кк.1
(6.31)
22kE (1 ♦ X - d) ‘
н
С учетом формулы (6.31) выражение для критерия эффективности
(6.28) примет вид /
•экв* 1
22kE (1+X-d) <2 *
н
(6.32)
В дальнейшем целесообразно от критерия 5 перейти к безразмер-
ному критерию k^:
8
kr = Г~ = °'535 .....
G 5 I----------
гл Ji + X - d
(6.33)
KJ
----толщина однослойной гладкой оболочки.
н
где 3
ГЛ
Критерий характеризует степень облегчения конструкции отсека
при переходе от гладкой оболочки к трехслойной. В частности, при
kg, большем единицы, переход к трехслойной оболочке оказывается
нецелесообразным.
Параметры X и d, входящие в критерий (6.33), являются связанны-
ми обшим соотношением (6.30). После несложных преобразований можно
показать, что они удовлетворяют уравнению
d3 - (1 ♦ X)/ ♦ А2 = 0,
(6.34)
где
_ 0,112
< = —2—
G
2irN*
kE R •
H
Очевидно, параметры д и G, характеризующие свойства наполните-
ля, также являются взаимосвязанными. Проследим характер этой взаи-
мосвязи для двух типов наполнителей: пенозаполнителя типа ПХВ-1 и
сотового заполнителя из металла.
242
Характер изменения модуля сдвига
G пенопласта ПХВ-1 в зависимости от
3
его плотности р представлен на
3
рис. 6.13. В линейном приближении
эту зависимость можно аппроксимиро-
вать прямой
G = 0,28р . (6.35)
3 3
Переходя к безразмерным парамет-
рам, получим
G = 0,28 д = а д, (6.36)
с п
к
р
где а = 0,28 тг- .
п с
н
Основные расчетные соотношения
для оценки модуля сдвига и плот-
ности сотового заполнителя приве- _
дены в табл. 6.4. Как видно из этих соотношений, параметры G и д
оказываются линейно связанными:
G = а р.
с
Выражения для расчета коэффициента представлены в той же
таблице.
При составлении таблицы приняты следующие обозначения: G* - мо-
дуль сдвига материала заполнителя; р - плотность материала запол-
нителя; Е - модуль упругости материала заполнителя.
Для несущего слоя и сот из одинаковых материалов и шестигранно-
го сотового наполнителя получим
а = 0,22д.
с
Рнс. 6.13. Изменение модуля
сдвига пенозаполннтеля в за-
висимости от его плотности
С учетом полученных выражений параметр £ можно представить в
виде
5 = а — ,
£ Д
(6.37)
243
0.112
где at = ——
?(п) а
п
2irNP
kE R :
H
0,112
а$(с) я а
с
2irNp
kE R
н
1
Таблица 6.4
Основные расчетные соотношения
для сотового заполнителя
Вид заполнителя
Приве- денный модуль сдвига G 3 Плотность Рз Коэффициент а с Относитель- ная толщи- на гофра 5
5p
м 1,5
в. «
0,22 =.-—
£.
3 н
д
25р
м
Е р
0,19 т*- —
£« р«
р
0,5 — д
Рм
«Р.
Е р
0.38 тг- —
£
”.
244
Проведенный анализ пока-
зывает, что при заданной на-
грузке критерий зависит
от двух независимых перемен-
ных. В дальнейшем в качестве
варьируемых переменных будем
рассматривать параметры д
и X. Первоначально найдем
оптимальные значения крите-
рия по X при фиксиро-
ванных значениях д. Очевидно,
оптимальное значение X будет
удовлетворять уравнению
= 0. (6.38)
оЛ
Как видно из соотношений
(6.33), (6.34), оптимальные
значения будут зависеть не
Рнс. 6.14. Изменение безразмерного
критерия в зависимости от параметра
5 для различных значений Д и
только от д, но и от нагрузки Л/**,
входящей в выражение для 5. Поэтому при проведении оптимизации
будем рассматривать решение уравнения (6.38) при различных
значениях 5. Характер изменения критерия k^, соответствующего
оптимальным значениям X для различных значений д в зависимости
от представлен на рис.6.14.
Полученные зависимости позволяют перейти к оптимизации по
второму варьируемому параметру д. С этой целью построим зависи-
мость оптимальных значений по параметру д. Искомое значение
задается ординатой, лежащей на кривой, отвечающей принятому значе-
[[И|О ------------------------------ J----- TZ----- ------------
д и соответствующей координате % = — . Кривые, построенные
различных значений а%, позволяют определить оптимальные значе-
5, соответствующие минимуму критерия массовой эффективности
В частности, для - 0,5 минимум достигается при 5 = 8.
для
ния
kG'
Для меньших уровней коэффициента оптимальные значения выходят '
за поле графика. Анализ полученных результатов показывает, что оп-
тимум имеет пологий характер. Следовательно, значения 5 можно ме-
нять в широком диапазоне в окрестности оптимального значения без
существенного проигрыша по массе отсека. Это позволяет при назна-
245
чении параметра % ориентироваться на более технологичные конст-
рукторские решения. Аналогичный подход справедлив и при назначении
параметра X. Как показали результаты проведенных исследований, при
уменьшении X в два раза по сравнению с оптимальным значением
проигрыш в массе будет менее 6 %.
Оптимальные значения X оцениваются по соотношению
Параметр д оценивается по формуле (6.37). Значение параметра d
для оптимальной оболочки представлено в табл. 6.5. Для абсолютно
жесткого заполнителя d = 0. Это предположение выполняется при соб-
людении условия
Знание безразмерных параметров д и X позволяет перейти к
оценке абсолютных размеров оболочки. Толщина несущего слоя рассчи-
тывается по соотношению (6.31). Толщина заполнителя согласно опре-
делению будет равна
h = ха.
Знание д позволяет найти параметры заполнителя. Для сплошного
заполнителя по соотношениям (6.35), (6.36) оценивается оптимальная
плотность пенопласта:
Для сотового заполнителя относительная толщина сот 8 рассчиты-
вается по соотношениям, представленным в табл. 6.5. Абсолютные
размеры ячейки сот необходимо выбирать из условия обеспечения
местной потери устойчивости несущих слоев в контуре ячейки. Как
показали исследования, работоспособность несущих слоев сохраняет-
ся, если выполняется условие
t < 258.
Отсюда можно определить размер стороны ячейки t и соответствую-
щую ему толщину гофра сотового наполнителя 8$.
При проектировании трехслойной оболочки необходимо учитывать,
что при работе материала за пределом текучести повышение жесткости
246
Таблица 6.5
Значения d для оптимальной оболочки
м
1 2 3 4 5 6 7 8
0,02 10,0 25, 19 44,33 70,34 104,5 147, 1 257,4 400,6
0,04 8,07 20,01 38,51 65,27 100,5 144,1 255,6 399,4
0,06 6,77 18,01 36,77 64,06 99,7 143,5 255,3 399,2
0,08 6,00 16,98 36,04 63,60 99,4 143,3 — —
0,10 5,47 16,38 35,67 63,38 99,2 — — —
0,15 4,65 15,65 35,23 63, 16 — — — —
0,25 3,83 — — — — — — —
оболочки становится нецелесообразным. Это значит, что действующие
расчетные напряжения не должны превосходить предел текучести:
р Л/р .
= С %,2’
(6.39)
Условие (6.39) определяет предельное значение коэффициента ве-
сового совершенства
CU = 0,535 2 * А*- , (6.40)
О пред I------->
J1 + А
. 0,575 R %. 2
где А = —т— -----=— .
«ос
н
Анализ соотношения (6.40) показывает, что для трехслойных обо-
лочек можно получить более высокий уровень массовой эффективности,
чем у вафельных, для которых не удается достичь k^, меньшего,
чем 0,6.
В случае невыполнения условия (6.39) необходимо менять парамет-
ры оболочки или переходить к более прочному материалу.
В частности, минимально допустимая толщина оболочки рассчитыва-
ется по соотношению
в Л/Р
3 в — •
2а „
0.2
247
Значение толщины оболочки 3 позволяет оценить толщину
нителя
h =
irRNp
\\kE
0,5253
RG -
Полученные выше результаты позволяют выбирать рациональные па-
раметры трехслойных оболочек. Для примера проведем сравнительный
анализ оболочек со сплошным и сотовым наполнителями. При расчетах
примем следующие исходные данные:
R = 1 м; М* = 200 кН/м. j
Для оболочки с пенозаполнителем и несущими слоями из алюминие^
вых сплавов получим = 0,086. 1
Для сотовой оболочки, выполненной из алюминиевых сплавов и шес-
тигранного наполнителя, соответственно имеем = 0,004.
Как видно из графика (рис.6.14), для всех значений £ сотовой
наполнитель обеспечивает большую весовую эффективность, чем
сплошной.
Выбор параметров конических трехслойных оболочек проводится по
тем же соотношениям. При этом принимается:
Np R
A? =
кон 2- coso
cos о л
1Я
где в - угол полураствора конуса; R - минимальный радиус усечен-
ного конуса.
/ Для конических оболочек необходимо проверить выполнение условЖ
работоспособности при действии внешнего избыточного давления р**:
/Р < Р •
кр
Критическое давление цилиндрической трехслойной оболочки р
можно оценить по соотношению
248
р = 4.18£
«Ф
ES /1 * ^3/2
~Ч7Г(1 х) “•
ИГ*
(6.41)
где а - 1
0,708d3/4
[Х(1*Х)]3/8
. l,88h3/2
/я,/2ё
Для конической оболочки при использовании соотношения (6.41)
длина оболочки I принимается равной длине по образующей конуса, а
радиус кривизны оценивается по соотношению
где /?° и - соответственно радиусы верхнего и нижнего оснований
конуса.
6.4. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ТЕПЛОЗАЩИТЫ ОТСЕКОВ
Анализ работы конструктивных элементов
в условиях тепловых воздействий
Одновременное воздействие на корпус отсека как силовых, так и
значительных тепловых нагрузок приводит к столь сильному изменению
характера работы элементов и корпуса в целом, что обычные методы
конструирования приходится пересматривать или вносить в них опре-
деленные коррективы. А именно, необходимо учесть:
изменение механических свойств материалов в зависимости от тем-
пературы:
ползучесть материала;
термические напряжения, вызвагдые неравномерным полем темпера-
туры в элементах конструкции;
потерю устойчивости формы, вызванную повышением температуры.
Прочность при высокой температуре, как это очевидно, является
наиболее важным свойством для элементов конструкции. Прочность при
растяжении в случае кратковременного приложения усилия и явление
ползучести при продолжительных полетах - это два различных аспекта
прочности.
249
Уменьшение термических напряжений - очень сложная задача. Эти
напряжения определяются не только распределением внешних тепловых
потоков, но и свойствами используемых материалов: теплопроводнос-
тью, пределом прочности при высоких температурах, модулем упругос-
ти ч температурным коэффициентом линейного расширения.
Повышение сопротивления материалов действию термических напря-
жений может быть достигнуто снижением температурного коэффициента
линейного расширения и уменьшением модуля упругости, а также уве-
личением теплопроводности и прочности при высокой температуре.
Особенно важно, чтобы конструкционный материал имел низкое значе-
ние температурного коэффициента линейного расширения 0 и высокую
механическую прочность. Улучшение двух других свойств может выз-
вать затруднения в выполнении других требований, предъявляемых к
конструкции. Так, уменьшение модуля упругости в целях снижения
термических напряжений существенно уменьшает также и жесткость
конструкции. Конструктивное решение мы получаем, идя на компро-
мисс при выборе материалов по X, Е и {3.
Тепловое состояние конструкции определяется, с одной стороны,
максимальным значением температуры, а с другой - скачками темпера-
туры в отдельных соединениях.
В первом приближении, не вдаваясь в подробности конструктивного
исполнения, температура корпуса зависит от массы конструкции или
эквивалентной толщины:
f _ f _
6 = 8* * -7- (рс) * (рс) , (6.42)
экв обш а с а шп
с шп
где f , f - площади поперечных сечений стрингера и шпангоута;
(pcb = (рс)У(рс)о<5 , а , - расстояния между стрингерами и
шпангоутами; (рс)^ - объемная теплоемкость обшивки.
При этом на характер распределения температуры в объеме конст-
рукции влияют:
неравномерность распределения по поверхности корпуса теплового
потока (рис.6.15, максимальный тепловой поток в точке А, минималь-
ный тепловой поток в точке В);
неравномерность распределения массы конструкции в объеме от-
сека.
Действительно, в подкрепленной оболочке наличие продольного и
(или) поперечного силового набора вызывает интенсивное локальное
аккумулирование тепла и соответствующее локальное снижение темпе-
ратуры (рис.6.16).
250
Рис. 6.15. Тепловое нагружение отсека
Рис. 6.16. Модели подкрепленной оболочки
В связи с тем, что между обшивкой корпуса и силовым набором
контакт может быть неидеальным, в этом месте происходит скачкооб-
разное изменение температуры, причем величина скачка температуры
зависит от интенсивности теплообмена между соединенными эле-
ментами.
Коэффициент а , определяющий теплообмен между обшивкой и пол-
О~С
кой стрингера, имеет интегральный характер (рис. 6.17). Он опреде-
ляет собой лучистый, конвективный и контактный теплообмен, величи-
на его зависит от внешних условий и конструктивного исполнения
соединения обшивка-стрингер.
Наличие в объеме конструкции неравномерного поля температуры и
скачков температуры в местах соединений конструктивных элементов
может вызвать значительные термические напряжения.
Рис. 6.17. Теплообмен между
обшивкой и стрингером
251
При оценке напряженного состояния в элементах конструкции кор
пуса термические напряжения а суммируются с напряжениями от сило
вых нагрузок а^, если конструкция работает в области упругих де-
формаций. В противном случае приходится обращаться к диаграмме на-
пряженного состояния (о-е). Сравнение напряжения а?, вызванного
тем или иным фактором неоднородности поля температуры, с напряже-
нием позволяет выделить фактор, наиболее сильно влияющий на по-
ле напряжений.
Анализ результатов расчета полей температуры и термических на-
пряжений в оболочке отсеков различной конфигурации показывает, что
неблагоприятное тепловое воздействие имеет место в конструкциях
отсеков конической формы и его можно не учитывать применительно к
конструкциям цилиндрических отсеков. Тепловой режим конструкции
может быть обеспечен нанесением на поверхность корпуса теплозащит-
ного покрытия.
При этом возможны две типовые схемы:
теплозащитное покрытие устанавливается на внутреннюю поверх-
ность корпуса (элементы конструкции работают в условиях силового и
теплового нагружений);
теплозащитное покрытие устанавливается снаружи оболочки.
Внутреннее теплозащитное покрытие
Относительно высокие температуры в элементах конструкции могут
оказать влияние на работу бортовой аппаратуры или арматуры, разме-
щаемых внутри отсека. Для защиты последних от теплового воздейст-
вия на внутреннюю поверхность корпуса наносится слой теплозашиты.
В тепловом отношении конструкция состоит из внешнего металли-
ческого слоя и внутреннего слоя изоляции (рис. 6.18). Распределение
температуры по толщине внешнего слоя можно принять равномерным,
т.е. Т^у) = = const, а тепловым потоком из первого слоя в
изоляцию будем пренебрегать. Тогда, интегрируя уравнение теплопро-
водности для внешнего слоя по толщине этого слоя, получим уравне-
ние относительно (при этом предполагается, что (рс)) = const):
Л*
<643!
Прогрев второго слоя Т^у, т) будем рассматривать как прогрев
полубесконечного слоя при граничном условии первого рода =
= f(t). Решение этой задачи хорошо известно:
252
ткань нить Волокно
Рис. 6.18. Конструктивная схема теплоизоляционного покрытия
Г2<* г> - г„ = 4г
2*1 па
Построим зависимости
4о(т-/)
•ri«w - Г«1 „3/2 * (6 W
(Т - t)
о
Т^(у) для отдельных моментов времени tQ С
С t С t и проведем огибающую максимальных температур (рис.6.19).
Тогда у по глубине слоя, в которой Г2 = [Tg], определяет в первом
приближении толщину S слоя теплоизоляции. В качестве материала
теплоизоляционного покрытия широко используются волокнистые мате-
риалы на основе кремнезе-
мистого или кварцевого волокна т2
различной плотности (табл.
6.6). Для длительной работы в
условиях вибрации базальтовое
волокно можно использовать до
температуры 600...650 С, а
при отсутствии вибрации - до7"о
700 С. Объемная теплоемкость
волокнистого материала оцени-
вается соотношением -----.----------
сГ у
рс = (1 — П)(рс) , Рнс. 6.19. Характер изменения тем-
Где П = (1 — р/р ) — ПО- пературы по толщине теплонзоляцн-
в
ристость волокнистого материа- онного слоя
253
Таблица 6.6
Теплопроводность базальтового волокна
Плотность волокнистого материала Среда X, Вт/(м’К) при i С
20 200 400
40 Воздух 0,046 0,076 0. П
40 Вакуум 0,007 0,022 0,049
120 Воздух 0,038 0,058 0,078
120 Вакуум 0,002 0,006 0.014 j
ла; (рс) = 2,2-103(935 ♦ 0,2567” - 24,2Г2) Дж/м3-К,(рс) -
в в
теплоемкость кварца.
Перед установкой слоя волокнистого материала он сначала
конструктивно оформляется в виде мата - слоя волокна, обшитого
тканью и обжатого прошивочной нитью до требуемой плотности (см.
рис. 6.18). После этого мат приклеивается или крепится механически
к корпусу.
Внешнее теплозащитное покрытие
Всех отмеченных выше сложностей проектирования конструктивных
элементов корпуса в условиях неравномерного температурного нагру-
жения можно избежать, если теплоизоляционное покрытие установить
на внешней поверхности корпуса (рис. 6.20). В этом случае конструк-
ция корпуса включает в себя внешний теплоизоляционный слой и внут-
реннюю металлическую оболочку эквивалентной толшины 5 (см.
уравнение (6.42)). В рассматриваемом конструктивном исполнении
объемная теплоемкость внешнего и внутреннего слоев соизмеримы.
Как и в предыдущем случае, распре-
Рнс. 6.20. Внешнее теп -
лонзоляцнонное покрытие
деление температуры по толшине метал-
лической оболочки будем принимать равно-
мерным, а профиль температуры в слое
изоляции будет определяться решением
уравнения теплопроводности.
Для нахождения этого решения вос-
пользуемся приближенным интегральным
методом, смысл которого заключается в
том, что искомое решение удовлетворяет
не исходному уравнению нестационарной
254
теплопроводности, а уравнению теплового баланса. Последнее уравне-
ние получается интегрированием уравнения теплопроводности по тол-
щине прогретого слоя в предположении (рс)( = const и Х((Г) =
= const.
Если задать профиль температуры некоторой полиномиальной функ-
цией Т(у) и подставить ее в уравнение теплового баланса, то полу-
чим обыкновенное дифференциальное уравнение относительно неизвест-
ных коэффициентов полинома.
На первой стадии прогрева распределение температуры аппроксими-
руем функцией вида
Г = Го • - V - S’ )2’
неизвестные параметры которой и 8 определим ИЗ граничного усло-
вия при у = 0 и уравнения теплового баланса, а именно:
Г -T ( т -Т
w о _ + w о
<7 ГО * 3
L k
Данное уравнение решается до момента времени, соответствующего
выполнению равенства глубины прогрева 8 толщине слоя изоляции 8(.
Распределение температуры по толщине слоя на второй стадии про-
грева аппроксимируем соотношением
d
dt
qw
(pcX)j
(6.46)
Г = Tw * by * dy2, у = y/S{. (6.47)
Для нахождения коэффициентов b и d воспользуемся уравне-
ниями
<4
= ~— и
2\
<7 1 <7
W I ОУ
_ J = (pct)
|т*
dt г а»
где Х( = (X/8)j, а д определяется граничным условием
q = а(Т - Т ) - еоГ4.
е w w
Решая уравнение (6.48), получим Г (/) и
(6.43)
<7
^ОУ
(темпе-
255
Таблица 6.7 Теплофизические характеристики теплоизоляционных материалов
Материал Плотность, кг/м Теплопровод- ность, Вт/(м‘К) Теплоем- кость, Дж к г 'К Степень черноты
Стеклоплас- 1430 0,25 1050 0,5...0,8
тнк на фе- нольном свя- зующем Асбопластнк 1500 0,34 1250 0.6
ратура на внутренней поверхности изоляции). Задача проектанта зак-
лючается в том, чтобы найти такое значедае толщины слоя изоляции
Зр при котором максимальное значение = Г^(О не превышает до-
пустимого значения.
В качестве теплоизоляционных материалов для обеспечения тепло-
вого режима корпусов сухих отсеков используются асбо- и стеклопла-
стики (табл. 6.7).
Как следует из изложенной выше методики выбора 8^, ее величина
зависит не только от условий теплового нагружения Г (О, но и от
величины температуры, допускаемой на элементах конструкции. В це-
лом следует решать задачу минимизации суммарной массы конструкции
(оболочки (р8) и изоляции (р8) ). Однако, учитывая сложности
экв 1
анализа термического напряженного состояния, в качестве допустимой
температуры на силовых элементах конструкции следует брать Т& -
= 300 К.
Донная теплозащита и экраны
В разд. 2.5 отмечалось, что конструкция хвостовых и двигатель-
ных отсеков, а также размещаемые в них агрегаты ДУ и аппаратура
находятся под воздействием силовых факторов и лучистых и конвек-
тивных тепловых потоков от струй работающих двигателей как в пе-
риод старта, так и на траектории выведения.
Для зашиты элементов конструкций от воздействия указанных фак-
торов применяют теплозащитные днища (донную защиту) и экраны.
Донную защиту используют в хвостовых отсеках с замкнутым объе-
мом. На выбор конфигурации этой зашиты влияют характер и направле-
256
нис действия нагрузок, число и схема расположения двигателей, схе-
ма течения газовых потоков в донной области ракеты-носителя. Сило-
вое нагружение днища определяется перепадом давлений между донной
областью и объемом хвостового отсека. Конструктивно днище выполня-
ется в виде силовой оболочки (обшивка, подкрепленная радиальным и
кольцевым стрингерным набором: вафельная или трехслойная конструк-
ция) и теплозащитного покрытия. В связи с тем что, начиная с мо-
мента старта и далее по траектории полета, роль лучистого нагрева
возрастает, поверхность внешнего конструктивного элемента днища
должна обладать малой поглощательной способностью. Конструктивная
схема теплозащитного днища включает в свой состав следующие эле-
менты (рис.6.21): внешний слой / выполняется в виде полированного
листа из коррозионно-стойкой стали или титанового сплава и играет
роль отражающего экрана; средний слой 2 теплоизоляции выполнен в
виде нескольких листов асботкани и кварцевой ткани, блокирующих
теплоотвод внутрь; внутренняя силовая оболочка 3 воспринимает пе-
репад давлений и работает при нормальном тепловом режиме (темпера-
тура конструкции Т = 300 К).
КОН СТ
Толщина слоя изоляции 8, обеспечивающая снижение температуры от
на внешнем слое до = ^конст- может быть рассчитана в первом
приближении следующим образом. Внешний слой толщиной 1...1.5 мм
Рис. 6.21. Донный теплозащитный
экран
9-908
257
. №
Рис. 6.22. Схема теплового нагружения донного теплозащитного экрана
предполагается теплоизолированным. Это позволяет определить темпе-
ратуру экрана из уравнения теплового баланса:
dT
(pcS), ~ = а(Т -Т ) ♦ a q - еоТ , . (6.49)
_ 1 dt w s*s w
где Г - некоторое значение газа в донной области; qg - лучистый
тепловой поток от струи газа; а$ - коэффициент поглощения материа-
лом лучистого теплового потока.
Используя методику расчета, приведенную в разд. 6.4, при изве-
стной на основании уравнения (6.49) зависимости Г^(0 можно найти
потребную толщину слоя изоляции 8g.
Одним из наиболее сложных узлов в конструкции днища является
узел сопряжения его со стенкой сопла двигателя, исполнение которо-
го должно препятствовать проникновению горячих газов из донной об-
ласти внутрь хвостового отсека. Наиболее простая схема этого узла
представляет собой конструктивный элемент из асботкани, прижагый к
стенке сопла (рис.6.22). Более сложное исполнение связано с введе-
нием в конструкцию узла упругого элемента, который механически
связывает стенку сопла и днище (см. рис.6.21).
Теплозащитный экран (см. рис.6.22) устанавливается в торцовой
плоскости двигательного отсека (или вблизи среза сопла) с целью
защиты элементов конструкции и агрегатов от лучистых тепловых по-
токов. По конструктивному исполнению и используемым материалам
экран аналогичен теплозащитному днищу. Учитывая, что теплозащитные
экраны устанавливаются на отсеках вторых и более высоких ступеней,
258
когда тепловые нагрузки несколько слабее, они могут выполняться из
жаропрочных сталей и титановых сплавов без теплоизоляционных
слоев.
6.5. КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ СУХИХ ОТСЕКОВ
Классификация узлов
В предыдущих разделах были рассмотрены основные силовые элемен-
ты, определяющие конструктивно-силовую схему отсека. Кроме них в
сухих отсеках имеется много других элементов различного назначе-
ния. На рис. 6.23 представлены основные элементы наиболее распрост-
раненного конструктивного исполнения сухих отсеков - стрингерного.
Соединения входящих в отсек отдельных деталей (обшивки, стринге-
ров, шпангоутов) принято называть узлами. Они делятся на не-
разъемные (заклепочные, сварные) и разъемные (болтовые, штыревые).
В конструкции сухих отсеков можно выделить следующие характер-
ные узлы:
1) узлы крепления концов стрингеров (лонжеронов) со стыковочны-
ми шпангоутами и обшивкой;
2) узлы крепления обшивки и силового набора в пролете;
3) узлы усиления вырезов в оболочке.
Конструктивное исполнение типовых узлов
Рассмотрим возможные варианты конструктивного исполнения типо-
вых узлов стрингерных (лонжеронных) отсеков, а также характерные
соединения трехслойных оболочек с металлическими несущими слоями и
сотовым заполнителем.
Наиболее часто применяемые на сухих отсеках стрингерной или
лонжеронной конструкции крепления концов стрингеров или лонжеронов
со стыковочными шпангоутами и обшивкой показаны на рисунках
6.24...6.26.
259
На узлах, представленных на рис.6.24, крепление осуществляется
с помощью подгибки стрингеров или лонжеронов.
Рис. 6.24. Крепление концов стрингеров со шпангоутами и обшивкой с
подгибкой стрингера:
а — шпангоут с трапециевидным выступом; б, в — возможные варианты
креплений: 1 — шпангоут стыковочный; 2 — стрингер; 3 — заклепка;
4 — обшивка; 5 — теплозащита
6 3
Рис. 6.25. Крепление концов
и обшивкой:
/ — шпангоут; 2 — стрингер; 3
6 - винт, гайка и шайба
стрингеров со стыковочными шпангоутами
— обшивка; 4 — заклепка; 5 — фитинг;
260
Рнс. 6.26. Бесфитииговое крепление концов
стрингеров со шпангоутами и обшивкой:
1 — шпангоут; 2 — стрингер; 3 — обшивка;
4 — заклепка; 5 — винт и гайка
Для обеспечения надежного крепления полки стрингера и шпангоута
полка шпангоута имеет трапециевидный выступ (см. рис.6.24,а). Этот
выступ способствует также усилению стыка в месте передачи сосредо-
точенных усилий от болтов.
Другим конструктивным решением рассматриваемых соединений явля-
ется использование подсечки стрингеров (лонжеронов) (см.
рис.6.25,а) или использование фитингов (см. рис.6.25,б, в).
На рис.6.26 показаны бесфитинговые крепления концов стрингеров
со стыковочными шпангоутами и обшивкой. При этом используются спе-
циальные профили с законцовкой (см. рис.6.26,а) либо делается ме-
стное утолщение обшивки (см. рис.6.26,б).
Очевидно, использование фитингов обеспечивает усиление стыка в
месте передачи усилия. Однако дополнительное усиление стыка в рай-
Рис. 6.27. Варианты соединений стрингера с обшивкой:
I — стрингер; 2 — обшнвка; 3 — заклепке
261
Рис. 6.28. Крепление промежуточ-
ного шпангоута с обшивкой:
/ — обшивка; 2 — шпангоут проме-
жуточный; 3 — заклепка
встык или внахлестку сварными
one крепежных элементов не
всегда обязательно.
Отсутствие усилений в конст-
рукциях соединений, представ-
ленных на рис.6.25,а и
6.26, а, показывает, что в этих
случаях прочность и жесткость
шпангоута оказались доста-
точными.
Обшивка сухого отсека изго-
товляется из отдельных листов.
Листы соединяются между собой
или заклепочными швами (реже
клеевыми).
Крепление стрингеров с обшивкой осуществляется обычно заклепоч-
ным соединением (реже сварным). Конструктивное исполнение таких
соединений представлено на рис. 6.27.
На рис. 6.28 показаны наиболее часто применяемые крепления про-
межуточных шпангоутов с обшивкой на цилиндрических (а) и коничес-
ких (б) отсеках.
В тех случаях, когда к сухому отсеку клепаной конструкции
предъявляется требование герметичности, производят внутришовную
или поверхностную герметизацию заклепочных швов. Отличительной
особенностью таких соединений является уменьшение шага заклепок,
увеличение числа их рядов и применение специальных уплотнительных
элементов. Уплотнение осуществляется путем применения покрытых
Рис. 6.29. Варианты соединений стри-
нгера, шпангоута н обшнвкн (пере-
сечение ):
/ — обшивка; 2 — стрингер; 3 ~
шпангоут; 4 — уголок; 5 — внутренний
пояс шпангоута; 6 — заклепка
262
Рис. 6.30. Варианты со-
единений стрингера.
шпангоута и обшивки
(перекрещивание):
I — обшивка; 2 —
стрингер; 3 — шпангоут
промежуточный; 4 — уго-
лок; 5 — заклепка
герметиком полотняных лент, использования герметизирующей замазки,
пасты, жгутов.
Подкрепление обшивки одновременно стрингерами и промежуточными
шпангоутами заставляет делать вырезы на одном из профилей или даже
разрезать профиль полностью. В последнем случае следует разрезать
менее нагруженный элемент. Обычно делаются вырезы в шпангоуте. Для
соединения шпангоута и стрингера часто используются уголки, хотя
возможны и другие решения. Чтобы не резать пересекающие элементы
силового набора, пересечение в одной плоскости заменяют перекрещи-
ванием. На рис. 6.29 показаны два варианта соединения стрингера,
шпангоута и обшивки при их пересечении, а на рис. 6.30 - варианты
такого соединения при перекрещивании.
Для доступа к арматуре двигательной установки и приборам, а
также для проведения необходимых монтажных работ, проверки и под-
готовки к пуску в обшивке отсеков делают вырезы под люки
(рис.6.31).
Вырезы в обшивке нарушают целостность оболочки, что приводит к
Рис. 6.31. Типовые эксплуатационные люки:
/ ~ крышка; 2 — окантовка; 3 — уплотнение; 4 — винт и анкерная
гайка; 5 — стрингер; 6 — закрепка; 7 — обшивка
263
Рис .6.32. Конструктивное исполнение крышки эксплуатационного люка:
/ — крышка люка; 2, 3 — подкрепляющие профили; 4 — петля
ее ослаблению. Поэтому в районе вырезов делают местные подкреп-
ления.
В лонжеронных и стрингерных отсеках небольшие вырезы мало ос-
лабляют оболочку, и для их усиления достаточно круговой окантовки
отверстия. Сечения значительно ослабляются при больших вырезах, и
для их усиления применяют усиленные шпангоуты.
264
.«и
Рнс. 6.33. Варианты соединений трехслойиых
панелей с помощью сварки
Рис. 6.34. Типовые варианты разъемных
соединений трехслойных оболочек
торца панели
—------------------------------------- ШЖШШЖ
Рис. 6.36. Варианты крепления стрингера и J
трехслойной оболочки с помощью вкладышей * J
Для обеспечения пыле- и влагозашиты отсеков на крышках люков
устанавливают резиновые прокладки. Открытие (закрытие) люка в за-
висимости от требований может осуществляться с помощью винтового
соединения (см. рис.6.31) или с помощью замкового устройства и ус-
тановки крышки на петлях (рис. 6.32).
Определение площади поперечного сечения подкрепляющих элементов
в районе люков является достаточно сложной задачей. В первом приб-
лижении считается, что площадь поперечного сечения подкрепляющего
элемента должна быть не меньше площади поперечного сечения выреза.
Однако из-за технологических соображений она часто бывает завы-
шенной.
Работоспособность трехслойных отсеков во многом определяется
правильностью формирования узлов соединения панелей друг с другом
и с другими элементами конструкции отсека. Характерные варианты
исполнения узлов соединения трехслойных оболочек с металлическими
несущими слоями и сотовым заполнителем представлены на рис. 6.33 -
6.36.
Выбор параметров заклепочных соединений
Заклепки являются основным видом соединения в сухих отсеках.
265
Рис. 6.37. Расчетные схемы.
используемые при анализе заклепочных
соединений
Это объясняется технологическими трудностями сварки легких спла-
вов, пониженной вибропрочностью сварных швов и т.д. При конструи-
ровании клепаных соединений важно обеспечить правильную работу
заклепок на срез. Это обеспечивается путем беззазорной установки
заклепки в отверстии. Поэтому отверстия под заклепки в склепывае-
мых деталях рекомендуется обрабатывать совместно. В ответственных
соединениях необходимо подвергать отверстия совместному разверты-
ванию и устанавливать заклепку с натягом (рис.6.37,а). Вокруг зак-
лепок должно быть оставлено место, достаточное для подвода кле-
пального инструмента. Расстояние от оси заклепки до ближайших вер-
тикальных стенок и других элементов конструкции, мешающих подводу
клепального инструмента, должно быть не менее 2d. Минимальное рас-
стояние от кромки 1,7</ (см. рис.6.37,б). Различают соединения:
внахлестку (см. рис.6.37,в) или встык (см. рис.6.37,г). Соединения
внахлестку применяются преимущественно для элементов конструкции,
не находящихся в воздушном потоке. Такое соединение считается бо-
лее технологичным. Соединения встык применяются в местах крепления
обшивки и силового набора.
На практике применяют однорядные, двухрядные и многорядные сое-
динения. В двухрядных и многорядных швах заклепки, как правило,
266
располагают в шахматном порядке с целью более равномерной нагрузки
на шов, а также для облегчения установки заклепок (см.
рис.6.37,ж).
При расчете заклепочных соединений исходными данными являются
толщины соединяемых элементов, механические свойства листа и зак-
лепки. Искомыми обычно являются диаметр заклепки, шаг заклепок,
число рядов заклепок и расстояние между рядами. Для выбора этих
параметров оценим силу, срезающую заклепку (в одной плоскости):
.2
Р = т . (6.50)
ср 4 в
где т - предел прочности материала заклепки при срезе. Соответ-
в
ственно сила смятия листа или заклепки будет равна
Р = d8a , (6.51)
СМ см
где а - предел прочности при смятии листа (или заклепки).
Для того чтобы соединение имело наименьшую массу, необходимо
обеспечить его равнопрочность по всем предельным состояниям.
С учетом этого для односрезной заклепки (см. рис.6.37,а), при-
равняв силы смятия и среза, получим:
В
Для конструкции клепаных соединений из алюминиевых сплавов мож-
но принять следующие соотношения между предельными напряжениями:
т = 0,65а ; а = 1,3а . (6.53)
в в см в
Подставляя соотношения (6.53) в выражение (6.52), получим d/S =
= 2,54.
Для двухсрезной заклепки (см. рис. 6.37, д), у которой происходит
срез по двум плоскостям, имеем d/5 = 1,27.
В конструкторской практике это оптимальное соотношение не всег-
да выдерживается. Так, в соединениях из тонких листов диаметр зак-
лепки обычно не бывает равным толщине листа, а всегда больше. В
соединениях толстых элементов диаметр заклепки может быть близок к
толщине листа. Это обусловливается трудностью постановки заклепок
большого диаметра.
При соединении пакетов из деталей разной толщины диаметры за-
клепок должны удовлетворять следующим требованиям:
должны быть больше (или равны) толщины любой из соединяемых де-
талей:
не должны превышать утроенной толщины самой тонкой детали;
267
не должны быть меньше толщины соединяемого пакета более чем в И
пять раз. I
Толщину накладки при соединении встык для односрезного закле- |
почного шва (см. рис.6.37,г) рекомендуется брать равной толщине |
самой тонкой детали. Соответственно для двухсрезного шва (см.
рис.6.37,д) толщина накладки выбирается равной половине толщины
самой тонкой детали. Для зенкованных отверстий толщина накладки
выбирается равной половине диаметра заклепки. .
Шаг заклепок определяется направлением и величиной действующих I
сил. I
Если сила действует поперек линии шва, растягивая лист (см. 1
рис.6.37,е; случай (/)), ее величина на длине, равной шагу, будет I
равна я
о I
Р, = Г2- (/ - d)S. (6.54) I
где а - предел прочности при растяжении; k - коэффициент концент- Я
в R
рации напряжения, k = 1,1. '1
Тогда с учетом выражений (6.51) и (6.54) найдем d
= 1 * k . (6.55)
d а
В
Подставляя соотношения (6.54) в (6.55), получим t/d = 2,43. J
Если сила действует поперек линии шва, сжимая лист (см. И
рис.6.37,е; случай (2)), сжимающие нагрузки на длине одного шага
оцениваются по соотношению
qt = a St, (6.56)
кр
где q - погонная сжимающая сила; “ критическое напряжение сжа-
тия листа.
С учетом выражений (6.51) и (6.56) получим
t о
I_____см
d а '
кр -----
Если усилие действует вдоль заклепочного шва, срезая лист (см.
рис.6.37,е, случай (<?)), сила, срезающая лист на длине шага, равна
Р = (/ - d)Sr .
ср в
(6.57)
Из условия равнопрочное™ листа на срез и смытие на основании
Выражений (6.51) и (6.57) получим
268
К- = 1 ♦ — . (6.58)
а т
в
С учетом соотношений (6.53) имеем t/d = 3.
При расчете шага заклепок, соединяющих сжатую обшивку со стрин-
гером, необходимо учитывать критические напряжения в обшивке, ко-
торые на шаге t равны (см. рис.6.37,з)
2„
a = С7Г Е-------- , (6.59)
Ut-d}/i}2
где с - коэффициент заделки, с = 4, Е - модуль упругости; i -
радиус инерции.
Радиус инерции обшивки определяется по формуле
i = If. (6.60)
С*
. М3 „к с
где / = ~— - момент инерции обшивки; 3 = об - площадь сечения
обшивки.
С учетом этих соотношений получим
Если положить, что не превышает предела текучести, т.е.
а < а тогда
кр 0,2
f > 1,82 М— .
о а
0,2
Аналогичный подход может быть использован для выбора параметров
многорядных заклепочных швов. Ниже представлены конечные соотноше-
ния для расчета двухрядных швов. Помимо параметров, рассмотренных
выше, двухрядный шов характеризуется еще расстоянием между рядами
Л (см. рис.6.37,ж).
В случае действия растягивающего усилия поперек шва получим
-j- = 1 * 2fe -£!L- ; -у- = 0,9 * 1,4* —;
dad а
в а в
7- = 0,71 + 0,19/11 + 2k I.
i I о I
269
Принимая k - 1,1 и используя соотношения (6.53), найдем t/d =
= 3,86; h/d = 2,93; h/t = 0,76.
При сжатии поперек шва многорядные швы нецелесообразны и следу-
ет применять однорядные.
При нагрузке вдоль шва можно рекомендовать следующие соотно-
шения:
1 + 2 — ; j- = 0,81 + 1,16 — ;
та т
в в
р = 0,58 + 0,23/11 + 2
k в
С учетом соотношений (6.53) получим t/d « 5; h/d = 3,13; h/t
= 0,626. ]
Широко используются также швы с числом рядов более двух как
равношаговые, так и неравношаговые.
Прочность материала в районе швов уменьшается, делая лист
в этом месте более слабым. Для обеспечения равнопрочности
листа в месте заклепочного соединения его толщину увеличи-
вают: I
Меньшие значения используются при работе листа на сдвиг вдоль!
шва, а большие - при работе листа на растяжение. ;
6.6. ПОЛУФАБРИКАТЫ И МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ
В КОНСТРУКЦИИ ОТСЕКОВ
Правильный выбор материалов во многом определяет конструктивное
совершенство сухих отсеков. Общие требования, предъявляемые к ма-
териалам, используемым в конструкции корпуса ракеты-носителя, из-
ложены в разд. 1.6.
Для сухих отсеков наиболее эффективными являются конструкцион-
ные материалы с большой удельной жесткостью lf/р. В табл. 6.8 при-
ведены механические свойства некоторых конструкционных материалов
при нормальной температуре.
Как видно из табл. 6.8, при нормальной температуре наилучшими
Таблица 6.8
Механические свойства материалов,
используемых для сухих отсеков
Материал а , МПа Е, ГПа Г “Т см О в , км р £ р (ГПа)1/2 . 3 г/см
Д16Т 420 73 2.7 15,5 3,16
В95Т 700 71 2.7 25,9 3,12
Х18Н9Т 1000 185 7.9 12,6 1,72
МА8 280 43 1.8 15,5 3,64
ВТ4 620 110 4,5 13,7 2,33
ОТ4 435 110 4,5 9,6 2,33
Бериллне- 600 200 2,7 74 5,24
вне сплавы
характеристиками обладают бериллиевые сплавы, затем магниевые,
алюминиевые сплавы и стали.
При температурах порядка 200...300 С наиболее эффективными
оказываются бериллиевые сплавы, титан и сталь.
При окончательном выборе материала необходимо учитывать вид
предельного состояния, определяющего работоспособность отсека. В
частности, при работе конструкции за пределами текучести низкие
значения о® могут привести к нецелесообразности использования
алюминиевых и магниевых сплавов.
При проведении конкретных расчетов элементов конструктивно-
силовой схемы необходимо учитывать состояние поставки применяемого
материала. Основные характеристики материалов, наиболее часто при-
меняемых в элементах конструкции сухих отсеков, даны в табл. 6.9.
Для крепления (соединения) основных элементов конструкции сухих
отсеков (обшивки, стрингеров, лонжеронов, шпангоутов, фитингов и
других элементов) используются заклепки, болты, винты, штыри, гай-
ки, шайбы, шплинты, шпильки.
Характерной особенностью заклепок является форма закладной го-
ловки. В зависимости от требований, предъявляемых к клепаному сое-
динению, применяются заклепки с потайной, полукруглой, плоской и
плосковыпуклой головками.
Болты и винты с потайной головкой используются для внешних по-
верхностей отсеков, болты с шестигранной и полукруглой головкой -
Для внутренних поверхностей. В тех случаях, когда толщина обшивки
271
Материалы для сухих отсеков
Наименование материала Марка ма- тернала и состояние полуфабри - ката Химический
А1 Си Mg Мп
Fe С Si Мп
Высоко- прочный алю- миниевый сплав В95АТ1 1,4—2,0 1,8-2,8 0,2-0,6
Дуралю- мнн кон- струкцион- ный жаро- прочный Д16АТ 3.8—4.9 1.2-1.8 0,3-0,9 1
Дуралю- мнн жаро- прочный Д19АТ 3,8-4.3 1,7-2,3 0.5-1,0
Высоко - прочный алю- миниевый сплав В95Т1 1.4-2,0 1.8-2,8 0.2-0,6
Дуралю- мнн кон- струкцион- ный жаро- прочный Д16Т 3.8-4.9 1,2-1,8 0,3-0.9
Дуралю- мнн жаро- прочный Д19Т # Осло- 3,8—4,3 м 1.7-2,3 0.5-1,0
. Обозначения : Т1 - закаленный и искусственно состаренный, твер-
женная; У — удовлетворительная; X — хорошая.
272
Таблица 6.9
состав, % г/см
Ni Fe Si Zn Ti Cr Be
Сг Ni Mo В Al —
- - 0,5-7,0 - 0.1-0,25 - 2,85
2.78
0,0002-0,005 2.76
— - - 5,0-7,0 - 0.1-0,25 - 2,85
— •— -w. — — 2,78
0.0002-0,005 2.76
дый; Т — закаленный и естественно состаренный, твердый; П — понн-
273
Наименование материала Марка ма- тернала и состояние полуфабрн - ката Химический
А1 Си Mg Мп
Fe С Si Мп
Дуралю- мни закле- почный (сплав по- вышенной прочности1 В65 Основа 3.9-4,5 0,16-0,3 0.3-0.5
Дуралю- мнн закле- почный (сплав по- вышенной пластнч- ностн) Д18 2.2-3,0 0,2-0.5
Д уралю- мнн жаро- прочный Д19П 3,2-3,7 2,1-2,6 0,5-0,8 I
Ковоч- ный сплав средней прочности АК6Т1 1.8-2.6 0,4-0,8 0.4-0,8 1
Высоко- прочный алюмннне-. вый сплав В95Т1 1.4-2.0 1,8-2.8 0.2-0.6 ’
Кон- струкцион- ная легиро- ванная сталь улучшаемая 274 ЗОХГСА горячена* тайная Осно- ва 0.28-0.34 1 0.9-1,2 0,8-1.1
Продолжение табл. 6.9
состав, % Г/СМ
Ni Fe Si Zn Ti Cr Be
Сг Ni Mo № В AL —
- - - - - - 2.80
2,76
- - 0,0002-0,003 2,76
— — 0,7-1,2 - - - 2,75
— — 0,5-0,7 - 0,1-0,25 - 2,85
0,8—1,1 - — — _ — — 7,85
275
Продолжение табл. 6.9
Продолжение табл. 6
Наименование мате-
риала
Марка ма-
териала и
состояние
полуфаб-
риката
Вид полу-
фабриката
Окончатель-
ное состоя-
ние мате-
риала
диаметр по-
луфабрика-
та, мм
Толщина
Высокопрочный
В95АТ1
алюминиевый сплав
Дуралюмин кон-
струкционный жаро-
прочный
Д16АТ
Листы
Дуралюмин жаро- Д19АТ
прочный
Высокопрочный В9&Т 1
алюминиевый сплав
Дуралюмин кон - Д16Т
струкционный жаро-
прочный
Профили
(прессо-
ванные )
Дуралюмин жаро- Д19Т
прочный
Наименование материала Марка материа- ла и состоя- ние по- луфаб - риката Механические свой- ства (не менее) Т ехно логические свойства
а в %,2 т в 8. % Е. ГПа Плас- тич- ность Свари- вае- мость Обра- ботка реза- нием
МПа
Высоко- В95АТ1 490 410 - 7 67 прочный алю- П X миииевый 500 420 — 7 67 сплав Дуралю- Д16АТ 415 275 - 13 69 мин кон- струкцией- 435 280 — 11 69 ный жаро- “ прочный 400 255 —• 13 68 У Точен- У ной Дуралю- Д19АТ 415 270 - 11 68 хоро- мин жаро- шо прочный Плав- — —— лени - Высоко- В95Т1 520 470 - 6 70 П ем не X прочный алю- свари- миниевый вает- сплав 0,1 Дуралю- Д16Т 400 300 - 10 72 мин кон- струкцион- ный жаро- прочный Дуралю- Д19Т 400 300 - 10 72 У У мин жаро- прочный
276
277
Продолжение табл. 6.9
Наименование мате- риала Марка ма- териала и состояние полуфаб- риката Вид полу- фабриката Окончатель- ное состоя- ние мате- риала Толщина или диаметр по- луфабрика- та, мм
Дуралюмин закле- почный (сплав повы- шенной прочности) В65 Проволока Т1 2.6-6,0
Дуралюмни закле- почный (сплав повы- шенной пластичности) Д18 т
Дуралюмин жаро- прочный Д19П
Ковочный сплав средней прочности AK6T1 Поковка
Штамповка T1
Высокопрочный алюминиевый сплав В95Т1 Поковка массой до 30 кг
Штамповка
Конструкционная легированная сталь улучшаемая ЗОХГСА горяче- катаная Трубы Закаленный 4-200 (наружный)
Прутки иый
5-250
278
Продолжение табл. 6.9
Наименование материала Марка материа- ла и состоя- ние по- луфаб- риката Механические свой- ства (не менее) Т ехнологические свойства
а в °0,2 т в 8. % Е. ГПа Плас- тич- ность Свари- вае- мость Обра- ботка реза- нием
МПа
Дуралю- В65 — — 250 —
мин закле-
почный
(сплав по-
вышенной
прочности)
Дуралюмин Д18 заклепочный (сплав по- вышенной пластич- ности) 190 - У У
Дуралю- Д19П - - 280 -
мин жаро-
прочный
Ковочный АК6Т1 370 - - 8
сплав средней
прочности 390 280 - 10 - — — X
Высоко- В95Т1 500 420 - 5-6 -
прочный алю- —
миниевый 520 440-6
сплав
Конструкци- ЗОХГСА 1100 850 - 10 - У Ду го- X
онная
легированная горяче- Вий
сталь ката- 1100 850 - 10 200 хоро-
улучшаемая ная шо
279
Продолжение табл. 6.9
Наименование материала Марка мате- риала и сос- тояние полу- фабриката Сопротивление коррозии и за- щитные покры- тия Область при- менения (ос- новная )
Высокопрочный алю- миниевый сплав В95АТ1 У плакированных листов хорошее Обшивка
Дуралюмин конструк- ционный жаропрочный Д16АТ Анодирование и грунтовка из- нутри. Снару-
Дуралюмин жаро- прочный Д19АТ жн анодирова - ние и окраска
Высокопрочный алю- миниевый сплав В95Т1 Невысокое (про- фили неплаки- Стрингеры и Ц шпангоуты Я
Дуралюмин конструк- ционный жаропрочный Д16Т — рованные) Анодирование и грунтовка
Дуралюмин жаро- прочный Д19Т я
Дуралюмин закле- почный (сплав повы- шенной прочности) В65 Пониженное Заклепки 11
Дуралюмин закле- почный (сплав повы- шенной пластичности) Д18 — Анодирование
Дуралюмин жаро- прочный Д19П .i
Ковочный сплав средней прочности АК6Т1 Пониженное --я Фитинги j
Высокопрочный алю- миниевый сплав В95Т1 Анмднривание и грунтовка 1 1
280
Продолжение табл. 6.9
Наименование материала Марка мате- риала и сос- тояние полу- фабриката Сопротивление коррозии и за- щитные покры- тия Область при- менения (ос- новная )
Конструкционная ЗОХГСА Грунтовка и Стержни рам
легированная сталь горячена- окраска
улучшаемая Кадмирование, Болты, гайки,
цинкование шайбы
не позволяет использовать винт с потайной головкой, для внеш-
них поверхностей отсека применяются винты с плосковыпуклой
головкой.
Стопорение резьбовых соединений обеспечивается путем
использования самоконтрящихся гаек, пружинных шайб и шплин-
тов. Для деталей из алюминиевых и магниевых сплавов под пружинную
шайбу устанавливают стальную. При использовании шплинтов
необходимо применять корончатые гайки обычного или облегченного
типа.
Для изготовления основных элементов конструкции сухих отсеков
(обшивки, стрингеров, лонжеронов, шпангоутов, фитингов и др.)
используются следующие основные полуфабрикаты: листы, профили
(прессованные), прутки (круглые и шестигранные), проволока,
штамповки и поковки, литье (применяется редко), панели
(прессованные).
Возможные формы поперечных сечений прессованных профилей из
алюминиевых сплавов, применяемых для стрингеров, лонжеронов и
шпангоутов сухих отсеков, показаны в табл. 6.10.
281
6.7. КОНСТРУКТОРСКО-ДОВОДОЧНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
ОТСЕКОВ
Разработка конструкции сухих отсеков завершается созданием ком-
плекта документации, обеспечивающего изготовление материальной
части для проведения экспериментальной отработки. По результатам
наземной стендовой отработки и летно-конструкторских испытаний
282
корректируют проектно-конструкторскую и технологическую документа-
цию, после чего приступают к серийному изготовлению отсека.
Программа наземной экспериментальной отработки предусматривает
оценку прочности и жесткости конструкции отсека путем проведения
статических и динамических испытаний отсека и входящих в него уз-
лов. Для этого изготавливают определенное число натурных отсеков,
испытываемых на специальных стендах, имитирующих условия штатного
функционирования.
Статические испытания проводят для выявления действительной не-
сущей способности и жесткости конструкции, а также для определения
напряженно-деформированного состояния конструкции.
Для определения несущей способности конструкции проводят нагру-
жение отсека до его разрушения с фиксацией разрушающих нагрузок.
При этом конструкция считается работоспособной, если разрушающие
нагрузки больше (или равны) расчетным.
Оценка жесткости конструкции сводится к проверке отсутствия ос-
таточных деформаций после приложения действующих эксплуатационных
нагрузок.
Для определения напряженно-деформированного состояния конструк-
ции проводят измерение ее деформаций, линейных и угловых перемеще-
ний при постепенном нагружении до расчетных значений. Местные нап-
ряжения замеряются тензодатчиками, общие деформации - нивелирами и
другими средствами. Замер действующих в отдельных местах конструк-
ции отсека напряжений позволяет производить оценку правильности
расчетных методик.
Типичный порядок проведения статических испытаний, обеспечиваю-
щий решение перечисленных выше задач, сводится к следующему:
обтяжка отсека - приложение к отсеку нагрузки, равной 30...40 %
от эксплуатационной, с последующей разгрузкой;
поэтапное нагружение отсека до эксплуатационной нагрузки с за-
мером деформаций и последующей разгрузкой;
приложение к отсеку расчетной нагрузки с последующим доведением
ее до разрушающей (при расчетных нагрузках не должно быть местных
нарушений прочности).
Для проведения подобных испытаний необходимо специальное стен-
довое оборудование, позволяющее создавать условия нагружения,
адекватные реальным условиям эксплуатации ракеты-носителя. Сухие
отсеки при эксплуатации нагружаются осевой и перерезывающей силами
и изгибающим моментом. Кроме того, конические отсеки в полете на-
гружены внешним погонным давлением, а также испытывают воздействие
высоких температур.
Типичная схема универсального стенда, имитирующего различные
283
Рис. 6.38. Схема стенда для статических испытаний сухих отсеков:
/ — сухой отсек; 2 — имитатор верхней части изделия; 3 — имитатор
нижней части изделия; 4, 5, 6 — силовые гидроцилиидры; 7 — силовой
воздушный мешок (кольцевой); 8 — железобетонный кол; 9 — цилиндри-
ческая стенка
случаи нагружения отсека, показана на рис. 6.38. Такой стенд позво-
ляет обеспечить любое сочетание внешних воздействий. Так, при
испытании на чистое сжатие работает лишь гидроцилиндр 4, создающий
усилие ; для нагружения изгибающим моментом подключаются гидро-
цилиндры 5, создающие усилия Р%, наконец, перерезывающая сила за-
дается гидроцилиндром 6. Для нагружения внешним избыточным давле-
нием р используется силовой мешок 5.
Заметим, что при необходимости этот стенд может дополняться
также устройством для нагрева или охлаждения.
Динамические испытания проводят для отсеков и отдельных узлов с
целью определения частот и форм собственных колебаний, коэффициен-
тов демпфирования, а также проверки усталостной прочности констру-
кции. Для динамических испытаний используются динамические стенды.
284
акустические камеры, а также локальные вибраторы, крепящиеся на
корпусе. Размещенные на корпусе вибродатчики позволяют измерить
необходимые параметры колебаний конструкции. Для определения виб-
ронадежности конструкции при транспортировке используются специ-
альные стенды, имитирующие подпрыгивание, боковую качку и другие
воздействия. Кроме того, могут быть проведены транспортные испыта-
ния, в задачу которых входит не только проверка вибронадежности
конструкции PH, но и отработка транспортных средств. В ходе испы-
таний оцениваются амплитуды и частоты колебаний как элементов кон-
струкции отсеков, так и самих транспортных средств.
Летно-конструкторские испытания являются завершающим этапом
создания ракеты-носителя. В ряде случаев они являются единственным
способом подтверждения правильности принятых конструкторских реше-
ний, так как наземная отработка не всегда обеспечивает требуемую
имитацию реальных условий работы PH. Так, при статических испыта-
ниях трудно точно имитировать заделку торцов отсеков. В целях эко-
номии затрат и времени испытания проводятся не на все расчетные
случаи, а лишь на предельную расчетную нагрузку. При динамических
испытаниях вносятся искажения из-за влияния самого стенда, возни-
кают трудности имитации реальных динамических нагрузок и т.д.
В процессе летных испытаний определяют следующие параметры, ха-
рактеризующие работу конструкции: продольные и поперечные пере-
грузки в различных зонах корпуса PH; температуры элементов кон-
струкции; распределение давлений по оболочке корпуса; деформации
элементов конструкции; частота и амплитуда колебаний конструкции
и т.д.
Анализ летных испытаний позволяет выявить слабые места в кон-
струкции и потребовать проведения доработок либо подтвердить пра-
вильность принятых проектно-конструкторских решений.
Глава 7
КОНСТРУИРОВАНИЕ СБРАСЫВАЕМЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ
7.1. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ. СХЕМЫ ОТДЕЛЕНИЯ
Полезный груз (искусственный спутник Земли, автоматическая меж-
планетная станция и др.) в процессе движения в составе PH может
подвергаться воздействию тепловых и силовых нагрузок, которые по
величине значительно превышают нагрузки, соответствующие космичес-
ким условиям функционирования. Поэтому для сохранения работоспо-
собности полезной нагрузки она на атмосферном участке полета пол-
285
обтекателей:
КА "Рейнджер"; в — спутника
Рис. 7.1. Аэродинамические формы головных
а — спутников серии " Днскаверер"; б
"Ннмбус"
ностью или частично закрывается головным обтекателем (ГО), который
после прохождения плотных слоев атмосферы сбрасывается. Кроме то-
го, для зашиты отдельных отсеков или элементов полезной нагрузки
могут устанавливаться местные обтекатели.
Размеры и форма ГО (рис. 7.1) определяются в первую очередь га-
баритными размерами полезного груза. При этом следует помнить о
необходимости гарантированного зазора между элементами полезного
груза ПГ и ГО с целью компенсации деформации конструкции ПГ под
действием инерционных нагрузок на участке выведения (см. рис. 1.3),
а также деформации самого ГО. Форма ГО вблизи стыка с РБ (см.
рис.7.1,а и б) зависит от соотношения диаметров ГО и используе-
мого РБ.
Внешние обводы ГО в значительной степени влияют на аэродинами-
ческие характеристики PH в целом, определяют величину аэродинами-
ческих сил и моментов, передаваемых с ГО на стыкуемый к нему РБ. А
поскольку РБ спроектирован под определенные разрушающие нагрузки,
то проектируемый ГО не должен создавать большие по величине силы и
•моменты.
Кроме того, обводы ГО должны обеспечивать такое обтекание газо-
вым потоком, при котором реализуется минимальное число зон с вих-
ревым (срывным) характером течения, являющихся источником динами-
ческого нагружения конструкции.
Корпус головного обтекателя должен удовлетворять помимо обших
требований прочности и жесткости конструкции ряду требований, обу-
словленных его функциональным назначением.
При разработке ГО необходимо предусмотреть защиту nt от пыли и
влаги (дождя) в условиях наземной эксплуатации, а также стабильный
тепловой режим под обтекателем как в условиях наземной эксплуата-
286
ции, так и в полете. Для решения этой задачи используется целый
комплекс средств и систем: носовая часть и конические отсеки ГО с
внешней стороны имеют теплозащитное покрытие, на внутренней повер-
хности ГО установлена теплоизоляция. Кроме того, активная система
обеспечения теплового режима, входящая в состав стартового ком-
плекса, подает внутрь ГО воздух с регулируемой температурой. Отвод
воздуха осуществляется через специальные вентиляционные отверстия.
Для обслуживания полезного груза на стартовой позиции в корпу-
се ГО предусматриваются отверстия для трубопроводов пневмогидро-
систем, электрических кабелей и люки для выполнения монтажных и
контрольных операций.
Исключительно важным требованием к устройствам ГО является тре-
бование безударного протекания процесса отделения обтекателя, т.е.
исключение соударения элементов конструкции ГО с полезным грузом
PH. Возможны несколько схем отделения ГО (рис.7.2).
Первая схема отделения (см. рис.7.2,а, б) характеризуется нали-
чием поперечного и продольного стыков. Разрыв силовых связей про-
дольного и поперечного стыков осуществляется в заданный момент по
команде от системы управления. Обтекатель, разделенный на две
створки, начинает вращаться вокруг оси разворота под действием
средств увода. После достижения заданного угла поворота створок
происходит разрыв силовой связи в узлах разворота и створки уво-
дятся от корпуса PH с помощью толкателей.
При малых возмущающих воздействиях головные обтекатели могут
сбрасываться вдоль оси изделия (’’чулком”) (см. рис.7.2,в). У тако-
го обтекателя корпус не имеет продольного стыка. Система сброса
состоит из роликов, устанавливаемых на полезном грузе, направляю-
щих на самом обтекателе и толкателей (либо пороховых ракетных дви-
гателей). Сброс обтекателя происходит после раскрытия поперечного
стыка с помощью толкателей по продольным направляющим вперед с по-
следующим уводом обтекателя в стороны.
Головной обтекатель крупногабаритных ПГ может разделяться по
длине на две части, каждая из которых в свою очередь делится на
две створки. При отделении такого обтекателя сначала сбрасывается
верхняя часть, а потом нижняя. Процесс сброса верхней и нижней
частей происходит по схеме, аналогичной рассмотренной выше для
двухстворчатого обтекателя.
Для отделения значительных по массе и габаритным размерам ство-
рок в качестве средств увода используются в основном пороховые ра-
кетные двигатели. В общем случае для крепления створок головного
обтекателя помимо пироболтов и пирозамков могут использоваться ме-
ханические замки, а также удлиненные кумулятивные заряды и дето-
287
b
Bug A
2
4
В
1 -
створки
продольный
толкателями:
3
5
Рис. 7.2. Схемы отделения головного обтекателя:
а — схема двухстворчатого обтекателя с пружинными
стыковочный шпангоут; 2 — толкатели сброса створок;
обтекателя; 4, 6 — толкатели разворота створок;
стык; 7 — узел разворота;
б — схема двухстворчатого обтекателя с ПРД увода: 1 — стыковочный
шпангоут; 2 — аварийный стык; 3 — продольный стык; 4 - прд системы
аварийного спасения; 5 — ПРД разворота створок; 6 — створки обте-
кателя; 7 — решетчатые стабилизаторы системы аварийного спасения;
8 — узлы разворота створок; 9 — передний отсек PH; 10 — космичес-
кий аппарат;
в — схема обтекателя, сбрасываемого вдоль оси PH: / — передний от- ’
сек PH; 2 — полезный груз; 3 — обтекатель; 4 — ролики; 5 — направ-
ляющие элементы; 6 — толкатели
288
пирующие шнуры. В процессе сброса створок раскрываются также за-
крепленные на них гидро-, пневмо- и электроразъемы.
7.2. НАГРУЗКИ. РАСЧЕТНЫЕ СЛУЧАИ
Конструктивно-силовая схема корпуса ГО определяется выбраиюй
схемой отделения и нагрузками, действующими в процессе полета PH,
а именно: аэродинамическим давлением, значение которого зависит
при больших скоростях полета от формы поверхности (сфера, конус) и
скорости полета (числа Маха М) (рис.7.3,а).
Для сферического затупления ГО распределение давления по обра-
зующей описывается соотношением
pbp) = P0<?cos
(7.1)
где q - скоростной напор; - угол, определяющий положение рас-
сматриваемой точки на поверхности:
рл = 1,35 - — arctg [1,96(1 - М)]. (7.2)
О я
Для конической поверхности, обтекаемой под углом атаки, давле-
ние вдоль образующей постоянно и равно
. с_ 1 , 96 , а .1,7
Р = </1,56 ♦ —— I (а + 0 )
1 M J к
(7.3)
где 0 - угол полураствора конуса.
Угол атаки а определяется с учете»» воздействия бокового ветра
а = u/v,
где и - скорость ветра; v - скорость полета.
Поскольку обтекание конуса происходит под некоторым углом ата-
ки, то распределение давления по поверхности будет зависеть от уг-
ла в (см. рис.7.3,а). Для рассматриваемой схемы максимальное дав-
ление будет на наветренной образующей конуса (0 = 0), а минималь-
ное давление - на подветренной образующей {в = 180 ). В интервале
углов 0...180 зависимость р(в) можно принять линейной.
При известных значениях давления в каждой точке поверхности и
инерционных нагрузок можно построить по длине ГО элоры осевых и
перерезывающих сил и изгибающего момента.
Ю _ 908 289
Рис. 7.3. Распределение аэродинамического давления по поверхности
обтекателя:
Q — расчетная схема; б — расчетный случай (d. X 0); в — рас-
четный случай М (а = 0); ------------- 0 = 0;---------в » 180
кр
Расчетные случаи (РС) для корпуса ГО определяются моментами по-
лета, когда достигается максимум значения скоростного напора (РС
”<7 ”) и скорость полета М (РС ”М ”). На рис.7.3,6, в показано
max кр кр
изменение избыточного давления по длине обтекателя для указанных
расчетных случаев. Избыточное давление определяется как разность
значений аэродинамического давления в рассматриваемой точке повер-
хности и давления внутри ГО (предполагается, что это давление рав-
но давлению на высоте полета в текущий момент времени). Если на
носовой части ГО корпус нагружается давлением извне, то централь-
ная и хвостовая части обтекателя нагружаются давлением изнутри.
Причем этот характер нагружения сохраняется для обоих расчетных
случаев.
Для створок обтекателя и отдельных его узлов расчетным случаем
отделение ГО. Напряженное состояние конструкции должно
290
Рис. 7.4. Схема сил, действующих иа створку при работе ПРД
Рис. 7.5. Схемы нагружения ГО при проведении подъемно-транспортных
работ:
О — транспортировка изделия; б — подъем изделия
анализироваться с учетом усилий, развиваемых средствами увода
створок (толкателями или пороховыми ракетными двигателями ПРД), и
инерционных сил. При этом рассматривается не только штатная ситуа-
ция отделения ГО, когда все элементы системы сработают в соответ-
ствии с программой, но и возможная аварийная ситуация. Например,
как показано на рис.7.4, отделение створки ГО осуществляется с по-
мощью двух РДГГ. При отказе одного из них конструкция створки бу-
дет дополнительно нагружаться крутящим моментом.
Вспомогательные расчетные случаи определяются нагрузками при
проведении подъемно-транспортных работ (рис. 7.5).
7.3. АНАЛИЗ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ СИСТЕМЫ
ОТДЕЛЕНИЯ
Важной особенностью проектирования обтекателей является обеспе-
чение требований по отделению этих отсеков в полете. Учет этого
требования заставляет предусматривать специальные конструктивные
мероприятия, связанные с установкой систем отделения и сброса.
Обеспечение работоспособности этих систем требует проведения цело-
го ряда дополнительных проектировочных расчетов. Основными из них
являются:
291
1. Расчет запасов по условиям срабатывания элементов продольно-
го стыка:
S Р.
4=1*
где - коэффициент запаса по срабатыванию элементов продольного
стыка; N - минимальное усилие, создаваемое приводом, обеспечиваю-
щим раскрытие продольного стыка; Р. - максимальное усилие, необхо-
димое для срабатывания i-ro замка; л - число замков в продольном
стыке.
2. Расчет работоспособности механических замков продольного
стыка с учетом температурных, силовых, технологических и устано-
вочных смещений.
3. Расчет безударности протекания процесса сброса отделяемых
частей конструкции.
4. Расчет надежности системы сброса при проектировании и экспе-
риментальной отработке.
5. Расчет на прочность элементов системы сброса (шариковых зам-
ков на контактную прочность, тяг на растяжение и сжатие и т.д.).
Первые два пункта относятся к обеспечению работоспособности ме-
ханических замков продольного стыка. Расчеты по остальным пунктам
проводятся для всех типов систем разделения и сброса.
В дальнейшем проанализируем функционирование системы сброса об-
текателя хвостового отсека верхней ступени ракеты-носителя с ис-
пользованием в качестве средства увода ПРД.
В состав такой системы входят: сбрасываемый обтекатель, замки
поперечного и продольного стыков, толкатели поперечного стыка, на-
правляющие шпильки (штыри), ПРД увода створок обтекателя, отрывные
разъемы, элементы системы управления.
Сбрасывание обтекателя происходит через некоторое время после
разделения ступеней. После раскрытия пирозамков поперечного стыка
обтекатель как единое целое движется по направляющим штырям под
действием аэродинамической силы, продольной перегрузки и усилий
пружинных толкателей поперечного стыка. После схода со штырей рас-
крываются замки продольного стыка. Включение ПРД увода створок
происходит по команде временного устройства. Причем время задержки
выбирают таким образом, чтобы исключить возможность срабатывания
ПРД раньше раскрытия продольного стыка. После окончания работы ПРД
осуществляется свободное движение створок обтекателя.
292
Рассмотрим движение обтекателя на каждом из рассмотренных уча-
стков. Относительное движение отсека как единого целого можно
представить в виде
т х -пт g + Р ♦ X ,
отс ora X отс т аэр
где т - масса сбрасываемого отсека; п - осевая перегрузка сту-
отс X
пени в момент сброса; Р - усилие пружинных толкателей: X - си-
ла лобового сопротивления сбрасываемого отсека.
Усилие пружины задается в виде
где с = (Fq - F )/1 - жесткость пружины; FQ - сила сжатой пру-
жины; I - ход пружины; F* - сила пружины в конце хода толкателя.
Уравнение решается при нулевых начальных условиях. Проинтегри-
ровав уравнения движения, получим
х = т-sin kt; х = • (1 - cos й),
k k2
„ c F+X + n m g
,2 - nP . л - 0_________а эр X отс
ГДС К ”” •
m m
отс OTC
В конце хода толкателя при х = получим
X - k J - I 1 / .
1 k2 J т
После окончания работы толкателей движение сбрасываемого отсека
описывается уравнением
т х = п т g + X .
отс оти X отс аэр
Интегрируя, получим
пт g + X гт—1--------т—•
X =JL°1C-----------2±__Z L .
отн т I <2 tJ т
отс К
293
Подставляя в выражение значение t = ^ПРд> соответствующее вре-
мени включения ПРД, получим начальные условия для функционирования I
системы на следующем участке движения. I
Согласно схеме (см. рис.7.4) на створки действуют аэродинами- I
ческие силы Х^, тяга ПРД сброса Т и газодинамические силы воздей- I
ствия струи двигателей ступени на створку обтекателя F. I
В общем случае двигатели ПРД могут устанавливаться так, что их
тяга прикладывается не в центре масс створки, а с некоторым экс-
центриситетом е. Величина е назначается на основании анализа кон-
структивно-компоновочной схемы отсека с точки зрения обеспечения
наилучших в смысле соударения элементов конструкции створки с кон-
струкцией уходящей ступени, условий сброса.
Согласно рассмотренной схеме сил уравнения относительного дви-
жения створки можно записать так:
m х = п tn g + Tsintf/ + F ф + X ; 1
СТВ ОТН X СТВ SU1 а Л
m у = Тсобф + Fcos^; 3
СТВ ОТН --Я
J ф = Те - Fh, |
СТВ "
где m , - масса и момент инерции створки; ф - угол поворота
створки относительно центра масс; й - расстояние от центра масс до
линии действия газодинамической силы; Т - результирующая тяга ПРД
увода створки.
Интегрирование уравнений позволяет определить траекторию движе-
ния створки.
Анализ функционирования системы сброса створки показывает, что
наибольшее влияние на траекторию движения створки оказывают раз-
брос тяги ПРД, времени их включения и упругие колебания ступени.
Выбор характеристик ПРД и эксцентриситета его установки произ-
водится из условия обеспечения надежного (безударного) сброса
створок. С этой целью для заданных характеристик ПРД и е рассчиты-
ваются траектории движения створок и определяется величина мини-
мального зазора между опасными точками створки и ступени р . . Па-
тт
раметры системы будут удовлетворять требованиям, если величина
^tnin буДСТ пРевышать заданный гарантированный зазор Д
294
7.4. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВОЙ
СХЕМЫ ОТСЕКА
Сбрасываемые обтекатели относятся к сухим отсекам PH. Поэтому
при проработке их конструктивно-силовой схемы могут быть использо-
ваны подходы, рассмотренные в гл. 6. Однако наличие продольного
стыка может привести к ухудшению работоспособности отсека на сжа-
тие и внешнее избыточное давление. В расчетной схеме влияние стыка
учитывается введением идеальных шарниров, распределенных вдоль об-
разующей. Как показывают результаты исследований, при работе на
сжатие продольные шарниры практически не оказывают влияния на ве-
личину критических напряжений. При работе на внешнее избыточное
давление для оболочек средней длины наличие шарниров почти в два
раза снижает величину критического давления, рассчитываемого по
формуле (6.9).
Работоспособность оболочки, нагруженной внешним избыточным дав-
лением, можно улучшить введением окантовки створок силовым про-
дольным элементом. Влияние окантовочного стрингера наиболее замет-
но для коротких обтекателей. В этом случае можно добиться, что об-
текатель будет работать как оболочка без шарниров. Однако для об-
текателей средней длины влияние окантовочного стрингера становится
незначительным.
Таким образом, как коническая, так и цилиндрическая части обте-
кателя выполняются в виде обычных каркасированных отсеков. При
этом конические панели подкрепляются преимущественно поперечным
силовым набором, устанавливаемым с шагом от 250 до 600 мм (по мере
увеличения диаметра). Цилиндрическая часть обтекателя, определяю-
щими нагрузками для которой являются М и N, выполняется в виде об-
шивки, подкрепленной продольным и поперечным силовым набором. Воз-
можно выполнение ГО в виде многослойной конструкции, что обеспечи-
вает большую жесткость конструкции и меньшую строительную высоту
и, как следствие, уменьшает изгибно-крутильные колебания створки
при сбросе и увеличивает полезный объем под обтекателем.
Конструктивно-силовая схема обтекателя в той его части, которая
непосредственно примыкает к РБ, определяется характером силовой
связи ГО и РБ. На стыке обтекателя с РБ действуют растягивающие
усилия, приложенные в узлах крепления; сдвигающие усилия, воспри-
нимаемые шпильками; и погонные сжимающие нагрузки. Характер рас-
пределения по контуру стыка нормальных усилий зависит от жесткости
корпуса ГО (параметров продольного силового набора, расположения
люков и вырезов вблизи плоскости стыка) и схемы размещения узлов
связи ГО и РБ в плоскости стыка.
295
Рис. 7.6. Расчетная схема обтекателя вблизи стыка с РБ:
а — изгиб относительно оси 1—Ш; б — изгиб относительно оси IHV
Таким образом, конструктивно-силовая схема рассматриваемой час-
ти обтекателя представляет собой обшивку, подкрепленную продольным
силовым набором. Причем силовые элементы, устанавливаемые в местах
узлов связи, выполняются усиленными.
Особенностью расчета обратного конуса является то, что растяги-
вающие продольные нагрузки могут восприниматься только теми стрин-
герами, на которых установлены элементы связи с РБ. В сжатой зоне
корпуса работают все стрингеры и часть обшивки.
На рис. 7.6 приведена схема нагружения продольных силовых эле-
ментов при действии изгибающего момента в плоскости I-Ш (о) и в
плоскости П-TV (б). Как следует из рисунка, на растяжение работа-
ют продольные элементы, совпадающие с узлами разворота створок / и
узлами связи 2 вблизи продольной плоскости разделения П-TV. Тогда
координата центра масс сечения определится соотношением
1 ’Л
lt~ <7-41
где F = S F.; у. - координата точки установки продольных силовых
i
элементов.
Если в рассматриваемом сечении действует осевая сжимающая сила
N и изгибающий момент М, то напряжения в сечении от силы будут
равны
296
а от изгиба, вызванного действием М и нецентральным приложением Л/:
М-у N
Ц.М
о * »
нзг /
Z
(7.6)
Суммарное напряжение определим по формуле
= ам + а
2. N нзг
(7.7)
Подобные расчеты проводятся в предположении, что изгибающий
момент может действовать как в плоскости 1ЧП, так и в плоскости
П4У.
7.5. КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗАМКОВ
ПРОДОЛЬНОГО СТЫКА
В плоскости продольного стыка обтекателя устанавливаются кре-
пежные элементы, обеспечивающие восприятие нормальной (к плоскости
стыка) и перерезывающей сил. Для восприятия нормальной силы на
окантовывающем створку стрингере устанавливаются замки, а для вос-
приятия перерезывающей силы - штифты.
Анализ распределения избыточного давления по поверхности ГО
(см. рис.7.3) показывает, что если носовая коническая часть обте-
кателя нагружается избыточным давлением извне, то цилиндрическая и
хвостовая коническая части обтекателя нагружаются избыточным дав-
лением изнутри. Это означает, что замки продольного стыка на носо-
вой конической части проектируются и устанавливаются из конструк-
тивных соображений и на основании опыта эксплуатации ГО, а замки
на остальной части продольного стыка проектируются, исходя из дей-
ствующих нагрузок (аэродинамического давления).
При этом предполагают, что нагрузки на первый замок цилиндри-
ческой части ГО (рис.7.7,а) определяются не только распределенной
по контуру силой q ( от избыточного внутреннего давления:
- \
Vi =4pil'i
Р.1
(7.8)
где - среднее на длине (^
1% - координаты осей замков, но
тавляющей qD сжимающей силы N
Из рис. 7.7,а видно, что
И
со
I /2) избыточное давление; I ,
£ I
распределенной радиальной сос-
стороны носового конуса.
Рис. 7.7. Схемы нагружения зам-
ков продольного стыка:
а — нагружение первого замка;
б — нагружение последнего зам-
ка; в — нагружение промежуточ-
ных замков; /— носовая кониче-
ская часть; 2 — цилиндрическая
часть; 3 — обратный конус; 4 —
N = 2nRqq = q tg/3'.
Л ж\ Л К
Откуда следует
NtgP'
•’ll - ~ыГ (7-9)
Тогда нагрузка, воспринимаемая
первым замком, будет равна
N\ = (qp + qR)R- (7Л0)
Аналогичным соотношением опре-
деляется нагрузка на последний
замок 3 (см. рис. 7.7, б), уста-
новленный на цилиндрической части
ГО вблизи от перехода к обрат-
ному конусу (0").
Нагрузки на остальные замки
(см. рис.7.7,. в) на цилиндрической
части и обратном конусе рассчи-
тываются, исходя из средней ве-
личины избыточного внутреннего
давления на соответствующей части
обтекателя.
разгонный блок
Схема взаимодействия замков в продольном стыке ГО представлена
на рис. 7.8. На одной из створок обтекателя с помощью кронштейна 2
устанавливается привод 3 (пневматический, пружинный, пороховой). В
результате срабатывания привода происходит перемещение вперед (от-
носительно створок) наконечника / и поворот относительно своих
осей кронштейнов замков 5. Замки соединены между собой и с нако-
нечником тягами 4. Очевидно, для успешного раскрытия замков необ-
ходимо, чтобы усилие привода превысило силы сопротивления фиксато-
ра и усилия срабатывания элементов продольного стыка. Кроме того,
при нормальном функционировании механические замки не должны рас-
крыться до подачи команды на отделение. Такая ситуация может воз-
никнуть при несанкционированном перемещении тяг, вызванном перепа-
дом температур между наружной поверхностью обтекателя, на которой
устанавливается замок, и тягами, расположенными внутри отсека;
технологическими допусками на изготовление и установку замков, де-
формацией конструкции обтекателя от полезных грузов. Поэтому на
298
6
2-
Рис. 7.8. Основные элементы продольного стыка
этапе проектирования проводят тщательный анализ смещения тяг от
перечисленных выше факторов для оценки опасности преждевременного
раскрытия замков и проведения в случае необходимости соответствую-
щих доработок (внесение изменений в конструкцию самих замков, за-
дание ограничений в технической документации на условия их приме-
нения).
В зависимости от усилия в продольном стыке устанавливают шари-
ковые и рычажные замки (рис.7.9). Корпус 3 шарикового замка (см.
рис.7.9,а) крепится к окантовке 5 створки через фитинг 8. Винт /
удерживается в корпусе с помощью четырех шариков 7. Взаимное сжа-
тие окантовок 4 и 5 створок обтекателя обеспечивается гайкой 2.
При повороте рычага 6 замка относительно его оси шарики выпадают в
специальные полости в корпусе 6, а винт / под действием пружины
удаляется, обеспечивая свободное движение створок.
В случае применения рычажного замка (см. рис.7.9,б) сжатие
окантовывающих стрингеров 2 и 3 створок обтекателя осуществляется
а — шариковый замок; б — рычажный замок
299
пружиной через шток /. При повороте рычага 7 замка, а соответ-
ственно и кулачка 6, установленных на кронштейне 5, происходит ос-
вобождение качалки 4 и удерживаемого ею штока /. Из конструктивной
схемы замка видно, что он позволяет передавать существенно большие
нагрузки, чем шариковый замок.
7.6. КОНСТРУКТОРСКО-ДОВОДОЧНЫЕ ИСПЫТАНИЯ
СБРАСЫВАЕМЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ
Сбрасываемые отсеки проходят большой объем различных испыта-
ний. Корпусы таких отсеков испытывают на прочность и жесткость. С
этой целью они проходят статические и динамические испытания, рас-
смотренные в разд. 6.7. В дальнейшем остановимся более подробно на
вопросах экспериментальной отработки непосредственно систем отде-
ления и сброса. Для этих систем ввиду повышенных требований к их
надежности проводят особо тщательную и всестороннюю эксперимен-
тальную отработку.
Экспериментальная отработка систем разделения и сброса включает
ряд этапов: наземные автономные испытания (НАИ), наземные комплек-
сные испытания (НКИ), летно-конструкторские испытания (ЛКИ).
При наземной автономной отработке испытываются отдельные эле-
менты крепления и разделения, а также сопутствующие элементы, вхо-
дящие в состав системы. Автономные испытания подразделяются на
конструкторско-доводочные и зачетные. Основной целью конструктор-
ско-доводочных испытаний является выявление конструкторских недос-
татков испытываемого элемента. При этом вскрывая и устраняя неис-
правности, добиваются работоспособности элемента путем изменения
его конструкции или технологии изготовления. Конструкторско-
доводочные испытания включают в себя испытания на воздействие виб-
рации, повышенной и пониженной температуры, вакуума, испытания на
прочность, ударную стойкость, а также транспортировочные
испытания.
При испытаниях на воздействие вибрации имитируются полетные
виброрежимы. При этом определяется возможность самораскрытия испы-
тываемого элемента, например срабатывания пирозамка.
Испытания на повышенную и пониженную температуру имитируют ре-
альные условия полета ЛА. Они заключаются в выдерживании элемента
при заданной температуре и последующей проверке его срабатывания.
С температурными испытаниями обычно совмещают испытания на воз-
действие пыли и влаги.
При испытаниях на прочность производится нагружение элемента до
разрушения с целью определения его несущей способности.
300
Элементы конструкции, работающие в космосе, проходят испытания
на длительное пребывание в глубоком вакууме. Отрабатываемый узел
помещается в барокамеру, после извлечения из которой происходит
его срабатывание.
При испытаниях на ударную стойкость имитируются воздействия,
возникающие при срабатывании пиротехнических устройств, запуске
двигателя, разделении ступеней и т.д. Важным этапом автономных ис-
пытаний является измерение характеристик, определяющих работоспо-
собность элемента: работы, развиваемой толкателем, времени сраба-
тывания замков, силы расстыковки разъемов и т.д. После завершения
конструкторско-доводочных испытаний проводят зачетные испытания.
Они носят приемо-сдаточный характер. Зачетные испытания проводят
на штатных образцах, причем, как правило, при их проведении не
вносятся изменения в конструкцию и технологию изготовления элемен-
та. По завершении зачетных испытаний делается заключение о возмож-
ности использования данного элемента системы.
Наземные комплексные испытания проводятся для проверки работо-
способности системы сброса при совместном функционировании всех
входящих в нее элементов. В процессе этих испытаний оценивается
безударность протекания процесса сброса, определяются кинематичес-
кие и динамические параметры, а также виброперегрузки, возникающие
при срабатывании элементов системы. Испытания проводятся на дина-
мических стендах, имитирующих сброс натурных частей конструкции.
Схема экспериментальной установки, предназначенной для отработ-
ки системы сброса головного обтекателя, представлена на рис.7.10.
Обтекатель устанавливается на специальном макете, имитирующем
верхнюю часть ракеты-носителя,
речного стыков под действием
средства увода осуществляется
разворот створок обтекателя.
При достижении заданного уг-
ла разворота срабатывают сред-
ства раскрытия осей вращения
и створки, совершая свободное
движение, падают на сетку-
ловитель. Регистрация движе-
ния створок осуществляется с
помощью киноаппаратуры.
После окончания НКИ дается
заключение об установке дан-
ной системы на ракете-носите-
ле. Завершающим этапом экспе-
раскрытия продольного и попе-
Рис . 7.10. Схема экспериментальной
установки для отработки системы
сброса головного обтекателя:
1 — имитатор переднего отсека PH;
2 — створки головного обтекателя;
3 — сетка-ловитель
301
риментальной отработки являются летно-конструкторские испытания.
Проведение летных испытаний вызвано невозможностью обеспечения
при наземной отработке условий испытаний, адекватных реальным
условиям функционирования системы. Так, при сбросе головного
обтекателя в условиях наземных испытаний
действующие в полете осевые п и боковые п
х i
трудно имитировать
перегрузки, а также
воздействие аэродинамических сил, зависящих от угла поворота
створки. Для учета этого несоответствия осуществляется при-
ведение экспериментальных данных к натурным условиям расчетным
путем. Однако достоверно подтвердить работоспособность системы
возможно только путем проведения летного эксперимента, обеспе-
чивающего реальные условия ее функционирования.
Глава 8
КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЕРМЕННЫХ ОТСЕКОВ
Ферменные отсеки нашли широкое применение в компоновочных схе-
мах современных ракет-носителей. Они в наибольшей степени удовлет-
воряют предъявляемым требованиям: относительно легки, достаточно
просты в конструктивном исполнении и изготовлении, удобны в экс-
плуатации.
Фермы представляют собой пространственные конструкции, состоя-
щие из прямолинейных стержней, связанных в узлах сварными, болто-
выми и клепаными соединениями (рис.8.1). В узлах (фитингах) преду-
сматриваются крепежные элементы, обеспечивающие между отсеками не-
разъемные (болты, шпильки и т.д.) или разъемные (пирозамки, пиро-
болты и т.д.) в полете соединения и передачу нагрузок.
Проектирование фермы заключается в выборе конструктивно-силовой
схемы, материалов и геометрических размеров элементов конструкции
(стержней, фитингов и т.д.). При этом в качестве исходных данных
рассматривают:
геометрические размеры отсека;
расчетные случаи при наземной эксплуатации и в полете, опреде-
ляемые внешними нагрузками и тепловыми потоками.
Внешние нагрузки для ферменных конструкций переходных отсеков,
как и для переходных отсеков других исполнений определяются воз-
действием осевой силы, изгибающего момента и перерезывающей силы.
Некоторую специфику имеет определение этих сил для фермы двига-
телей установки. Осевая сила в этом случае может быть определена
как:
rf = f(P-m gJi h, (8.1)
дв О X д
302
Рис. 8.1. Переходные отсеки ферменной конструкции:
а — установка полезного нагруза; б — соединение ракетных блоков;
в — соединение топливных баков
где Р - тяга двигательной установки; тд в ~ масса двигательной
установки; gQ = 9,8 м/с2; f - коэффициент безопасности; л* - про-
дольная перегрузка; i? - коэффициент динамичности, учитывающий ди-
намический характер нагружения.
Для проектировочных расчетов величина коэффициента динамичности
может быть принята 1,2... 1,5.
Изгибающий момент для такой фермы
Af = (m gnп Н ♦ М )f, (8.2)
дв О У упр
где Н - высота фермы; ^упр ~ момент от основных и управляющих дви-
гателей.
Перерезывающая сила для двигательной фермы
= (m V» + р (8.3)
дв О У упр
где Р - составляющая тяги основных и управляющих двигателей в
направлении, перпендикулярном к оси PH.
При отделении ферменного отсека к узлам, где установлены толка-
тели, прикладываются усилия, которые вызывают нагружение стержней
фермы в плоскости, перпендикулярной продольной оси отсека. Для
303
1
восприятия этой нагрузки в конструкции фермы предусматривается
кольцо.
В качестве исходных данных задаются также значения коэффициен-
тов безопасности для всех видов нагрузки и расчетных случаев и ме-
ханические и теплофизические (при необходимости) свойства кон-
струкционных материалов.
8.1. КЛАССИФИКАЦИЯ ОТСЕКОВ
Фермы используются для конструктивного исполнения переходных
отсеков и крепления двигательных установок.
Переходные отсеки предназначены для соединения ракетных блоков
между собой, крепления полезного груза к разгонному блоку послед-
ней ступени и для подвески ненесущих топливных бакс».
5 4 3
5
Ряс. 8.2. Конструктивные схемы переходных ферм:
а — коническая ферма: 1 — стержень; 2 — фнтннг; 3 — стыкуемый
отсек; 4 — косынка; б — цилиндрическая ферма: / — стержень; 2 —
промежуточный шпангоут; 3 — фитинг; 4, 5 — крепежные элементы; в —
цилиндрическая ферма, выполненная нз профилей: / — стержень; 2 ~
стыковочный шпангоут; 3, 4 — крепежные элементы
304
Различия в функциональном назначении ферменных конструкций при-
водят к определенным изменениям в условиях их работы И, как след-
ствие, к конструктивным особенностям исполнения.
Так, при "горячем” разделении ступени на стержни фермы действу-
ют тепловые потоки и силовые нагрузки, обусловленные давлением
струй двигателей при их работе до завершения разделения-
фермы крепления подвесных баков с криогенными компонентами иг-
рают роль термомостов и кроме силовых функций должны обеспечить
минимальные Теплопритоки к компоненту.
На рис.8.2 Представлены типовые конструктивные схемы переходных
ферм: конические фермы, используемые для соединения разгошых бло-
ков или баков различных диаметров; цилиндрические фермы с промежу-
точными шпангоутами; фермы со стержнями-подкосами, выполненными из
различных Профилей и используемые обычно для тяжелых ракет-
носителей.
Фермы ракетных двигателей используются для крепления дви-
гателей к корпусу отсека ЛА и обеспечивают не только передачу тяги
двигателя и инерциогмых сил, но и требуемую точность установки
двигателя относительно корпуса ЛА.
8.2. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ СХЕМ
При выборе конструктивно-силовой схемы фермы требуется опреде-
лить число стержневых элементов и их взаимное расположение, а так-
же число шпангоутов при условии обеспечения прочности и жесткости
конструкции.
При этом необходимо обеспечить геометрическую неизменяемость
системы, которая устанавливается путем посЛедоватегъного отбрасы-
вания узлов и анализа оставшейся части. Поскольку равновесие тела
определяется шестью уравнениями статики, то минимальное число
стержней в ферме должно быть равно шести. Тогда степень статичес-
кой неопределимости будет равна (3m - 6), где т - число узлов. Од-
нако при анализе степени статической неопределимости необходимо
учитывать наличие симметрии в конструктивной схеме фермы и схеме
нагружения. Фермы, используемые в конструкции переходного отсека и
для установки отдельных двигателей, являются осесимметричными. На
практике часто допускают, ЧТО пристыковываемые к ферме отсеки ж-
ляются абсолютно жесткими (узлы фермы в процессе деформации не
выходят из плоскости) (рис. 8.3) и соединение стержней в узлах шар-
нирное. Тогда определение усилий в стержнях не представляет ка-
ких либо сложностей. В общем случае уравнения равновесия сил и
моментов имеют вид
305
ZN » 0; 2W = 0; 2W = 0;
X у 2
ЪМ = 0; SM = 0; SM = 0.
X у 2
Задача определения усилий в стержнях может быть решена значи-
тельно проще, если воспользоваться понятием эквивалентной осевой
силы. Тогда можно записать (рис.8.4):
4 ’ (8Л)
экв и(Х)
где D(x) = d ♦ (D - d) .
Известно, что стержневая система будет статически определенной
при условии ее симметрии и при использовании стержней одинакового
сечения. Это приводит к тому, что при действии осевой силы усилия
во всех стержнях будут одинаковыми.
Тогда расчетная нагрузка на один стержень определится следующим
образом:
где л - число стержней; а - угол между стержнем и продольной
осью Ох.
Характеризуя в целом конструктивно-силовые схемы крепления ДУ,
следует отметить сильную их зависимость от типа двигателей, соот-
ношения размеров двигателя и ЛА, числа двигателей, схемы размеще-
ния и т.д.
8.3. КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ УЗЛОВ И
ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Основными конструктивными элементами ферм независимо от ее схе-
мы являются стержни и узлы соединения стержней или фитинги.
Учитывая значение нагрузки на стержневые элементы и предъявляе-
мые к ним требования, стержни выполняются, как правило, из труб, а
для тяжелых ракет-носителей - из прессованных профилей (двутавров,
швеллеров и т.д.).
В дальнейшем вопросы проектирования и исполнения элементов ферм
будем рассматривать на примере стержневых конструкций трубчатого
сечения.
Очевидно, из условия равнопрочности сечение стоек выгодно подо-
брать так, чтобы напряжения, соответствующие общей потере устойчи-
общ м ,
вости а , и местные критические напряжения а ₽ были равны напря-
жениям а**, возникающим в стойке от заданного усилия S**, т.е.
= /, (8.6)
кр кр
где 0** = SP/F, F - площадь сечения стойки.
Критические напряжения общей потери устойчивости определяются
по формуле Эйлера:
с 1г2Е
аобщ = _L— (8,7)
кр х2
где X = l/i, i = \//F', Cj = 1,0... 1,5 - коэффициент заделки.
Для стержня трубчатого сечения имеем
/ = я/?35, F = 2я/?5, I = Я/JT.
с nER2
Отсюда а0601 = --------= <?. (8.8)
кр 2/2
Разрешая равенство (8.8) относительно R2, получим
307
р2 - Д(2ОР
с^Е
(8.9)
Осевые сжимающие напряжения местной устойчивости можно оценить
по формуле, соответствующей потере устойчивости цилиндрической
оболочки:
= /, k = 0,15.
м _ kE8
°кр /?
0₽р
Откуда S = т=— . (8.10)
кс
Подставляя соотношения (8.9) и (8.10) в выражение для расчетно-
го напряжения, получим
SPk^c *
4/2(а₽)2
После несложных преобразований найдем величину расчетных напря-
жений в явном виде
(8.11)
/ - 3J-4—
41
(8.12)
Таким образом, для выбора
тать напряжения по формуле
(8.9) и (8.10).
При этом следует помнить,
параметров стержня достаточно рассчи-
(8.12) и воспользоваться соотношениями
что указанные соотношения справедли-
вы, пока выполняется условие а06111 < а (конструкция работает в
области упругих деформаций), а именно:
3
а
п
c^nk
4
(8.13)1
— <
/2
образом, при известных нагрузках, действующих на стержень
используя соотношение (8.13), можно сразу сказать, пра-
Таким
длиной I,
вомерно ли использование формулы Эйлера при выбранном материале.
Построенные с помощью (8.13) области (рис.8.5, АМгбМ а =
= 129 МПа; Е = 66 ГПа; а = 341 МПа, а = 176 МПа) являются ори-
в 0,2
308
ентировочными, поскольку предполага-
ется, что стержень выполняется в
соответствии с расчетными значениями
R и 8 (без учета ограничений,
накладываемых имеющимся сортаментом
труб).
Число стержней фермы л должно
определяться из условия обеспечения
минимальной массы отсека. Так как
все стойки изготавливаются из одного
материала, в качестве критерия можно
рассматривать объем ферменной конст-
рукции. Последний можно представить
в виде
V = пН,
где
f = 3 4f2(SP)2
а₽
(8.14) Рис. 8.5. Область упругих
деформаций стержня
(8.15)
Очевидно, параметры I и входящие в выражение (8.15), также
являются функциями числа стержней фермы. Нетрудно видеть, что
длина стержня может быть выражена через высоту фермы:
I = H/casa.
(8.16)
С учетом соотношений (8.15), (8.16) выражение (8.14) примет вид
17 л 1/3. ,-7/3
V = Ал (cosa)
где
Л =
4H2(Np )2
ЭКВ
kc \-пЕ*
Для проведения дальнейшего анализа необходимо раскрыть выраже-
ние для cosa в явном виде.
С учетом обозначений, представленных на рис. 8.6, выражение для
cosa можно записать так:
309
X
Рис. 8.6. Геометрические харак-
теристики, используемые при рас-
чете стержней
Рис. 8.7. Характер изменения
параметра Ф от числа стержней
фермы Л
J2 2 2
<*А ’ хв’ * "U - ’В1 * 1гА ' гВ>
где
“а • " »а" ‘а- хв * 0;
D а О . а
Вследствие симметрии фермы введенный в рассмотрение угол 0 свя-
зан с числом стержней соотношением 0 = 2я/л.
После нескольких преобразований окончательно получим
1
cosa = 1
2я
COS —
Л
. (8.17)
2
С учетом (8.17) выражение для объема ферменной конструкции за-
пишется так:
310
7/6
i' - [ - Г
4 I Я I
V = Ал,/3
( . ->2 . (
1 ♦ H- -9-ms ^
1 I D J 2 D 008 In
Очевидно, оптимальное число стоек фермы должно соответствовать
минимальному значению параметра Ф = V/A, или
17/6
(8.18)
Характер изменения параметра ф в зависимости от числа стержней
п представлен на рис.8.7. При проведении расчетов были приняты
конкретные значения D/Я = 2 и d/D = 1.
Как видно из графика, для рассмотренного случая минимум дости-
гается при л^ = 15. Пологий характер экстремума позволяет при
выборе числа стержней фермы отходить от оптимального значения п
opt
в ту или иную сторону в зависимости от влияния конструктивных и
технологических факторов.
Анализ полученных соотношений показывает, что оптимальное число
стержней не зависит от величины нагрузки и материала конструкции
фермы, а определяется относительными размерами отсека (D/Я и d/D).
Следует также заметить, что полученное значение л еще не
обеспечивает минимума массы конструкции фермы в целом. Это объяс-
няется тем, что значительную долю общей массы могут составлять за-
концовки (фитинги) фермы. А с увеличением числа узлов их масса
возрастает в результате появления конструктивных элементов, обес-
печивающих связь стержней между собой (втулки, ’’косынки” и т.д.);
ограничений на размеры крепежных элементов; реализации требований
жесткости (ограничения на деформации) и т.д. Как следствие, опти-
мальное число стержней смещается в сторону меньших значений.
Фитинги ферменного отсека обеспечивают не только жесткую
механическую связь стержней между собой, но и передачу нагрузок с
одного отсека на стержни фермы и наоборот (со стержней на узлы
стыковки другого отсека).
Конструктивное исполнение фитингов характеризуется большим раз-
нообразием, что обусловлено различными значениями нагрузок (соот-
311
схема фитинга
ношением осевой и перерезывающей сил); числом стержней, сходящихся
в одном узле; принципиальной схемой передачи нагрузок в узле; осо-
бенностями функционирования узла (неразъемное или быстроразъемное
соединение).
Конструкции фитинга характеризуются тем, что стержни 1 стыкуют-
ся с переходником (втулкой) 2, нагрузки с которого передаются на
фланец 3 и далее на узлы крепления 4 стыкуемого отсека (рис. 8.8).
Промежуточный элемент в виде втулки может быть достаточно просто
использован для установки в нем средств крепления и (или) разделе-
ния (шариковых замков, замков-толкателей) (рис. 8.9). Поскольку
сварной шов 5 (см. рис. 8.8) характеризуется более низкими прочнос-
тными свойствами, чем основной материал соединяемых элементов, то
для подкрепления могут быть использованы врезные или накладные
пластины. Наибольшей несущей способ-
ностью обладают штампованные фитинги
2, привариваемые к стержням I по
плоскостям 3 (рис.8.10). При этом
длина /j (см. рис. 8.10) патрубков
определяется оборудованием, исполь-
зуемым для сварки, высота втул-
ки должна обеспечивать возможность
механической сборки (установки кре-
пежных элементов), а полная высота
Л2 втулки выбирается минимально воз-
можной (с учетом размеров устройств
Рис. 8.9. Втулка фитинга для крепления и разделения, если таковые
установки толкателя устанавливаются).
312
Рис. 8.10. Штампованный фитинг фермы
Рис. 8.11. Вариант конструктивной схемы фитинга
Несколько иная конструктивная схема представлена на рис. 8.11. В
данном случае стержни соединяются с опорным элементом законцовки,
выполненным в виде уголка. Как и в предыдущем случае, фитинг может
выполняться штампованным (рис. 8.12) или сваренным из отдельных
элементов.
Для передачи нагрузок с фитинга фермы на узлы стыковки другого
отсека используются различные крепежные элементы, выбор которых
определяется как действующими нагрузками, так и особенностями фун-
кционирования соединения. В общем случае в соединении должны быть
установлены два типа крепежных элементов: силовые установочные
элементы, работающие на срез и разгружающие крепежные болты
(шпильки) от изгиба, и крепежные элементы (болты, шпильки), вос-
принимающие осевые силы и моменты.
Силовые установочные элементы выполняются в виде установочных
штифтов, призонных болтов или установочных втулок в сочетании с
болтами (рис. 8.13). Цилиндрические штифты, как правило, устанавли-
ваются на прессовой посадке в одном из соединяемых элементов и на
плотной посадке в другом элементе. Размер (диаметр, длина) штифта
определяется расчетом на срез и смятие. Несмотря на то, что штифт
устанавливается на прессовой посадке, для повышения надежности со-
313
Рнс. 8.12. Штампованный фнтннг
Рис. 8.13. Варианты схем устано-
уголкового типа
вкн направляющих штифтов
единения (возможно выпадение штифта из-за ослабления посадки)
штифт в осевом направлении дополнительно фиксируют.
Цилиндрические призонные болты позволяют передавать как перере-
зывающие, так и осевые нагрузки. Этим они выгодно отличаются от
установочных штифтов, хотя и усложняют технологию изготовления со-
единений. Центрирующие участки призонных болтов устанавливают в
отверстиях на плотной, напряженной или тугой посадке.
При выборе состава крепежных элементов в соединении в отдельных
случаях конструктор отходит от использования установочных штифтов.
Однако это не рекомендуется делать, если в соединении используются
пироболты, шариковые замки и иные средства крепления, не восприни-
мающие перерезывающие силы.
При разработке конструкции фермы крепления двигателя необходимо
обеспечить не только передачу нагрузки (тяги двигателя), но и оп-
ределенное положение продольной оси двигателя относительно про-
дольной оси разгонного блока. Для этой цели в плоскости соединения
фермы с отсеком разгонного блока или с двигателем предусматривают-
ся регулируемые опоры (рис.8.14).
Выбор конструкционных материалов является одним из важнейших
вопросов проектирования. Применительно к фермам приходится выби-
рать материал отдельно для стержня и фитинга, поскольку указанные
элементы находятся в различных напряженных состояниях.
Будем выбирать материал стержневого элемента из условия миниму-
ма массы стержневой части конструкции. Масса стержней равна
т = pinF.
СТ
314
Используя соотношение (8.17), по-
лучим
т = pin
СТ
4(2(SP)2
с^^Е2
Или в сравнении с фермой,
например, из алюминиевого сплава
АМгб получим
Очевидно, использование мате- Рис. 8.14. Регулируемые опоры
риала тем предпочтительнее, чем в узлах ферм двигателей
меньше величина отношения т . Как показывают результаты расче-
СТ
та, при нормальных температурах (Г = 20 С) наиболее выгодно в
весовом отношении использование бериллиевых, магниевых, алюми-
ниевых сплавов и сталей. При температурах 200...300 С и выше
наибольшую весовую эффективность имеют бериллиевые, титановые
сплавы, сталь и т.д.
Промышленность в настоящее время освоила изготовление трубок из
композиционного материала (волокна бора + металлическая матрица из
АМгб). Эти трубки имеют законцовки из АМгб.
Глава 9
РАМЫ В КОНСТРУКЦИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ
Рамные конструкции находят применение для крепления грузов в
герметичных контейнерах, а также для установки двигателей в отсе-
ках больших габаритных размеров.
Различия в их конструкции в основном определяются требованиями,
предъявляемыми к жесткости конструкции, которые значительно выше у
рам, предназначенных для крепления двигателей. Применение рам для
крепления двигателей целесообразно в тех случаях, когда использо-
вание ферменных конструкций затруднено из-за малой строительной
высоты зоны крепления либо из-за несоответствия габаритных разме-
ров двигателей и размеров поперечного сечения ракеты-носителя.
315
Рис. 9.1. Схема рамной
9.1. ФОРМИРОВАНИЕ
КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВОЙ СХЕМЫ
РАМ
Важным этапом в разработке конструкции
рам является разработка конструктив-
но-силовой схемы рамы, которая позволяет
выявить основные силовые элементы кон-
струкции, и схему передачи усилий. На
рис.9.1 показана простейшая схема рамной
конструкции конструкции для крепления четырех дви-
гателей. Конструктивно-силовую схему рамной конструкции образуют
балки 1, пересекающиеся под прямым углом.
Балки имеют верхний 4 и нижний 3 пояса, которые воспринимают
изгибающий момент. При этом один пояс 4 работает на растяжение,
другой 3 - на сжатие.
Стенка балки 5 воспринимает поперечную силу.
Передача усилия от каждой балки на ракету-носитель осуществля-
ется с помощью силового кронштейна 2, который имеет переменное се-
чение и воспринимает изгибающий момент и поперечную силу.
Расчетные силы, действующие на раму вдоль продольной оси раке-
ты-носителя и перпендикулярно к ним, определяются соотношениями
(8.1) и (8.3).
В случае использования поворотных двигателей необходимо, чтобы
плоскость качания их совпадала с продольной осью балки рамной кон-
струкции. При этом балка дополнительно нагружается продольной си-
лой. Отклонение двигателя в плоскости, перпендикулярной продольной
оси балки, недопустимо, так как конструкция балки не воспринимает
возникающий крутящий момент.
Под действием внешних нагрузок каждая балка нагружается изгиба-
ющим моментом и перерезывающей силой. Основную массу балки состав-
ляют ее пояса, в которых при изгибе возникают основные усилия
(рис. 9.2). При проектировочном расчете эти усилия можно определить
по следующей зависимости:
Мр
S₽ = j₽ = ,
раст сж Л
где h - расстояние между центрами тяжести сечений поясов.
Потребная площадь пояса балки в общем случае определяется так:
п
где а
316
а
- допустимое напряжение в поясах балок.
Рис. 9.2. Усилия и эпюры
напряжений в балках рамы
При этом в поясе, в ко-
тором возникают растяги-
вающие напряжения в ка-
честве допустимого на-
пряжения берется а*, а в
сжатом поясе а . Эпюры
кр
нормальных напряжений а и касательных напряжений Tq приведены на
рис.9.2.
Форма и размеры поперечных сечений поясов балки могут быть раз-
личными. С точки зрения минимальной массы конструкции идеальными
считаются балки с небольшим моментом сопротивления изгиба W. Балка
с одинаковыми верхним и нижним поясами,
расстояние от нейтральной оси, будет
большим моментом сопротивления
W
max
удаленными на максимальное
теоретически обладать наи-
= У? и,
2 п
где F - площадь сечения поясов; Н - максимальная высота балки,
п
которая определяется требованиями компоновки.
В стенке балки возникают касательные напряжения 7. Чтобы стенка
не потеряла устойчивость, необходимо выполнение условия 7 < 7 ,
кр
где т - критическое напряжение, которое определяется по формуле
Гв 0,9kE „ „г t г „ 3,8
где v = — ; т = --------— , 7 = 0,65а ; к = 5,6 + -------— ; а и
гэ э (6/8)2 в в (а/Ь)2
b - соответственно длинная и короткая стороны пластины (а/b > 1).
Толщину стенки выбирают из условия
8 = -2— ,
7
кр
где - погонная касательная сила в стенке.
Для повышения 7^ стенки балки подкрепляют стойками, причем на-
иболее выгодными считаются стойки с отношением Л/8 порядка
80... 100.
317
Рис. 9.3. Поперечное сечение балки (для
расчета момента инерции редуцированного
сечения единичной ширины)
При подборе сечений стоек можно восполь-
зоваться следующим соотношением:
где F - площадь сечения подкрепляющей
стойки; I - расстояние между стойками.
Пояса балок конструктивно выполняются из
полосы, подкрепленной уголками. При малом
шаге закрепок полоса и уголки могут
совместно потерять устойчивость. Для опре-
деления критического напряжения следует воспользоваться выражением
_ 0,9fe£
9 (Ь/5)2
где k - коэффициент, учитывающий опорные условия стенки (для
стенки без свободного края k = 4, для стенки со свободным краем
k = 0,45); b/Ь - гибкость плоской стенки.
Если полоса и уголки изготовлены из разных материалов, то необ-
ходимо в выражение Ь/Ь подставить приведенную толщину S , которую
пр
найдем из условия равенства моментов инерции, определяемых по фор-
муле
(9.1)
где Jх - момент инерции редуцированного сечения балки-полоски
единичной ширины (рис.9.3) относительно нейтральной оси х - х.
Редуцирование, учитывая изгиб, производится по ширине уголка..
Тогда момент инерции J можно записать в следующем виде:
Х а
318
где = Е^/Е^ - редукционный коэффициент уголка при работе матери-
ала в пределах пропорциональности.
Подставляя полученное выражение 1 * в 9.1, получим
5
ир
= 52
s' г..
5_1
52
3 Г 5i ]2 5i
+ 1,б1 «Г J+ «7
k 2 J 2
2
* Ч>
*1
9.2. КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ И ЭЛЕМЕНТОВ РАМ
Конструкция рамы зависит от схемы приложения внешних нагрузок и
заданной строительной высоты Н.
Она состоит из двух основных конструктивных элементов: крон-
штейна, через который осуществляется соединение рамы с ракетой-
носителем, и балок (целых и разрезных), воспринимающих внешние
нагрузки.
Наиболее распространенный вид конструкции балок - тавровый
(рис.9.4,а...г). При малой строительной высоте конструкции балки
выполняются в виде целого таврового профиля (см. рис.9.4,а), а при
а б в г д
Рнс. 9.4. Виды возможных сечений балок
319
Рис. 9.5. Варианты подкрепления стенки балки:
а — уголком; б — выштамповкой в стенке
больших строительных высотах ее целесообразно выполнять сборной,
как показано на рис.9.4,б, в, г.
Конструкция коробчатого типа (см. рис. 9.4, б) обладает по срав-
нению с другими видами сечений повышенной жесткостью, но значи-
тельно сложнее в конструктивном исполнении и ее целесообразно при-
менять при значительных строительных высотах балок.
Конструкция балки состоит из верхнего и нижнего силовых поясов,
стенки и элементов, которые соединяют пояса со стенкой.
Пояс - наиболее нагруженный элемент конструкции рамы, и его вы-
полняют в виде полосы из высокопрочных сплавов типа Д95 или из
стали. Так как один пояс балки нагружен сжимающим усилием, а дру-
гой - растягивающим, то сжатый пояс выподаяют из материала с высо-
ким модулем на сдвиг.
Стенка выполняется из листового материала типа Д16Т. Для повы-
шения устойчивости конструкции от сжимающих усилий ее подкрепляют
стойками, выполненными из прессованных уголков, а в промежутках
между стойками делаются выштамповки, как показано на рис.9.5,а
и б.
В балках коробчатого типа устанавливаются стенки, конструкция
которых показана на рис.9.6. С целью обеспечения технологичности
сборки балки в стенках делают отверстия с отбортовкой краев и вы-
полняют штамповкой из листового материала типа Д16Т.
В некоторых случаях возникает необходимость одновременного под-
крепления стенки и пояса балки (рис.9.7). В качестве подкрепляюще-
320
Рис. 9.6. Подкрепление балки короб- Рис. 9.7. Подкрепление пояса
чатого сечения и стенки балки
го элемента используется кронштейн, выполняемый из материала Д16Т
методом фрезерования.
В местах приложения сосредоточенных сил необходимо обеспечить
одновременную передачу усилий на верхний и нижний пояса балок. Это
достигается постановкой силовых кронштейнов, которые подкрепляют
пояса и стенку балки (рис.9.8).
Для обеспечения равнопрочности в местах установки усиливающих
кронштейнов пояс балки необходимо выполнять шире с тем, чтобы сох-
ранить площадь поперечного сечения постоянным. Конструктивно рама
состоит из целых и разрезных балок (рис. 9.9). Пояса перестыковыва-
ют накладками, причем ширину накладки и пояса увеличивают в этом
месте, учитывая этим ослабление сечения за счет отверстий под кре-
пеж. Стенки балок перестыковывают с помощью кронштейнов. При этом
кронштейны используют и для перестановки элементов конструкции
балки, соединяющих пояс и стенку. Такое крепление позволяет избе-
жать искривления линии действия силы в поясе и появления дополни-
тельных изгибающих моментов.
Соединение стенок целесообразно производить в местах установки
стоек, чтобы избежать лишних деталей. Однако в случае необходимос-
ти стенка перестыковывается накладками с двух сторон с той же тол-
щиной, что и стенка (рис.9.10). Поперечная сила Q передается нак-
ладкой на заклепки, которые работают на срез от силы Р, являющейся
11 -908 321
Рис. 9.8. Подкрепление балки в местах приложения сосредоточенных
сил
Рис. 9.9. Конструкция мест перестыковки балок
PQ
Р
м
геометрической суммой сил Рп и Р :
Q Ч *
, где п - число заклепок;
Л
м
где М - момент силы Q относительно центра жесткости (ц.ж); г
расстояние заклепки до центра жесткости.
Заклепки ставят в несколько рядов, соблюдая следующую завис
мость в шагах (см. рис.9.10):
/, > / > t . М
1 2 3
Форма и размеры силового кронштейна зависят от конструкции ба- Я
лок и по внешнему виду повторяют вид эпюры изгибающего момента. 1
Кронштейн выполняется из высокопрочного алюминиевого сплава типа
АК4, АК6.
Конструкция соединения поясов и стенки кронштейна и балки осу-
ществляется тем же способом, о котором было сказано ранее. |
На
ления
гиба
рис. 9.11 показана конструкция силового кронштейна креп-
балки таврового сечения к ракете-носителю. В месте из-
пояса кронштейна необходимо предусмотреть ребро, ко-
322
Рис. 9.10. Схема перестыковки
стенок балок
Рис. 9.11. Конструкция силового
кронштейна
торое будет нагружено сжимающей силой Р*.
Р = S сова,
К
где Р - усилие в ребре кронштейна; S - усилие в поясе; а - угол
наклона между поясом и ребром.
Напряжение а в ребре определяется следующим образом:
Р
к
О = р— ,
К Г
р
где F - площадь сечения ребра.
Р
Сжимающие усилия приводят к местной потере устойчивости ребра.
В этом случае напряжение а определяется по следующему выраже-
нию к₽
М h2
кр ь2
где k - коэффициент заделки краев ребра, k = 0,45; ft - ширина реб-
ра; b - ширина полки.
Напряжение должно превосходить действующее напряжение а .
При эксплуатации балка кроме нагрузок, о которых было сказано
ранее, подвергается дополнительно вибрационным нагрузкам, возника-
ющим при работе двигателей. Линия действия этой нагрузки может
проходить не обязательно через центр жесткости сечения. В большин-
стве случаев она проходит на расстоянии, которое определяется сум-
мой допусков на изготовление и сборку конструкции (рис. 9.12). Если
линия действия нагрузки не проходит через центр жесткости, то по-
323
Рис. 9.12. Схема приложения внешней
’ г i
Рис. 9.13. Конструкция подкрепления балок таврового сечения: >
/ — уголки подкрепления; 2 — обшивка Т
является крутящий момент, который возникает в плоскости, перпенди-
кулярной продольной оси балки, и вызывает крутильные колебания.
Совпадение частот собственных и вынужденных колебаний вызывает ре-
зонансные колебания, которые разрушают конструкцию. Избежать этого
можно увеличением площади сечения балки, повышением точности ее
изготовления или выбором более рационального сечения, обладающего
большей жесткостью. Однако увеличение площади сечения балки невы-
годно, так как конструкция становится более тяжелой. Целесообраз-
ней подбирать профиль ее сечения с большей жесткостью и большим
моментом сопротивления кручению. Этим требованиям отвечают балки
коробчатого сечения, но они отличаются сложностью изготовления и
плохой технологичностью конструкции. В балках таврового сечения
крутильные колебания можно избежать ограничением угловых перемеще-
ний поясов за счет подкрепления их обшивкой и уголками (рис.9.13).
Подобные доработки практически не увеличиваются трудоемкости изго-
товления балки и мало влияют на ее массу.
324
Рамная конструкция изготавливается из алюминиевых и титановых
сплавов, высокопрочных сталей.
Пояса балок изготавливаются большей частью из прессованных или
катанных толстостенных профилей. Иногда пояс усиливают полосами
из стали или титана. Двутавровые монолитные балки могут применять-
ся при малой строительной высоте и незначительных нагрузках. Стен-
ки и стойки выполняют из листового материала. В отдельных случаях
стойки выполняют из прессованных профилей обычно уголкового се-
чения.
Кронштейн крепления балки к ракете-носителю выполняют из по-
ковки с дополнительным фрезерованием.
Механические характеристики основных конструктивных материалов
приведены в табл. 6.10.
Глава 10
КОНСТРУИРОВАНИЕ УЗЛОВ СОЕДИНЕНИЯ ОТСЕКОВ
РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
10.1. ТИПЫ СОЕДИНЕНИИ ОТСЕКОВ И ТРЕБОВАНИЯ.
ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К НИМ
Работоспособность конструкции корпуса ракеты-носителя во многом
определяется безотказностью узлов соединения различных отсеков
друг с другом. В зависимости от компоновочной схемы ракеты-
носителя, конструктивно-силовой схемы соединяемых отсеков, условий
производства и эксплуатации могут использоваться различные типы
соединений отсеков. В общем случае их можно классифицировать по
назначению и конструктивному исполнению.
По назначению узлы соединения отсеков можно подразделить на
функциональные, технологические и эксплуатационные. Функциональные
узлы необходимы для реализации схемы функционирования ракеты-
носителя, заложенной при ее проектировании. Как правило, это разъ-
емные в полете соединения, обеспечивающие отделение отработавших
ступеней ракеты-носителя либо сброс отдельных отсеков корпуса сту-
пени (например, сброс головных обтекателей и хвостовых отсеков
верхних ступеней ракеты-носителя).
Технологические узлы обеспечивают удобство изготовления, сбор-
ки, контроля и испытаний отсеков ракеты-носителя. Применение этих
разъемов позволяет повысить технологичность конструкции ракеты за
счет расширения работ, автоматизации производственных процессов
и т.д.
При проработке членения ракеты-носителя необходимо также учиты-
вать соображения удобства, простоты и безопасности ее эксплуата-
325
ции. В частности, для транс-
портировки ракеты-носителя от
завода-изготовителя к месту
старта требуется предусмот-
реть необходимость членения ее
корпуса на отдельные блоки,
размерность которых определя-
ется возможностями располага-
емых транспортных средств.
Конструктивное исполнение
узлов соединения отсеков во
многом определяется характе-
ром их функционирования в
полете. Для неразъемных в по-
лете узлов используются свар-
ные или фланцевые соединения.
В первом случае может приме-
няться либо точечная сварка
(рис. 10.1,а), либо сварка
встык (рис. 10.1,6). Фланцевые
соединения требуют установки
стыковочных шпангоутов и
элементов крепления (болтов,
шпилек, гаек) (рис. 10.1,г).
Как правило, меньшая масса
достигается при использовании
Рис. 10.1. Характерные типы узлов
соединения отсеков ракеты-носителя:
а — соединение межбакового отсека с
топливными баками: б — соединение
распорного шпангоута с корпусом PH:
в — разъемный стык между ступенями
PH: г — соединение хвостового отсе-
ка с топливным
сварных соединений. Однако использование этих соединений услож-
няет доступ к агрегатам в отсеке для их замены или демонтажа в
процессе изготовления и эксплуатации ракеты-носителя.
Для разъемных в полете стыков широкое применение нашли пиробол-
ты (разрывные болты), пирозамки и линейные подрывные заряды.
Разъемное соединение ступеней ракеты-носителя с использова-
нием пироболта показано на рис. 10.1, в . При подрыве заряда корпус
болта разрушается и силовая связь между ступенями ракеты-носителя
ликвидируется. Разлет осколке® болта может привести к
повреждению близлежащих элементов конструкции ракеты-носителя.
Поэтому пироболты защищают закрытыми фитингами. Достоинством
пирозамков является отсутствие осколков при их срабатывании.
Применение линейного подрывного заряда позволяет перейти к
бесфланцевому соединению отсеков, обладающему лучшей массовой
эффективностью.
При разработке конструкции стыковочных узлов необходимо учиты-
326
вать требования, вытекающие из условий функционирования, производ-
ства и эксплуатации ракеты-носителя.
Выполнение этих требований достигается рациональным выбором
конструктивно-силовой схемы соединения и материалов стыковочных
узлов, а также тщательностью проведения расчетов на прочность. С
целью минимизации массы соединяемых отсеков необходимо стремиться
к более равномерной передаче усилий между ними. Удовлетворение
этого требования заставляет увеличивать число болтов во фланцевом
стыке либо использовать бесфланцевое соединение (сварное). Для
разделяемых в полете стыков важным функциональным требованием яв-
ляется обеспечение надежного разрыва силовой связи между отдельны-
ми отсеками в требуемый момент времени. Для обеспечения надежности
разделения требуется уменьшать число пироболтов в стыке, хотя это
и приводит к ухудшению массовых характеристик соединяемых отсеков.
Кроме того, для разъемных в полете стыков необходимо предусмат-
ривать установку специальных гладких шпилек (штырей), предотвраща-
ющих соударение отделяемых объектов в начальный момент расхождения
блоков.
Наконец, для стыков с пироболтами предусматриваются конструк-
тивные мероприятия по защите агрегатов, расположенных в отсеке, от
осколков, образующих при разрыве болта.
Для обеспечения технологичности конструкции стыковочных узлов
требуется простота конструкции, удобство проведения сборочных ра-
бот, приемлемая точность изготовления. С точки зрения удовлетворе-
ния этих требований для удобства проведения сборочных работ в рай-
оне крепежных узлов предусматривают специальные вырезы, а также
устанавливают карманы, предохраняющие от попадания внутрь отсека
посторонних предметов (шайб, гаек, болтов). При изготовлении флан-
цевых стыков к ним предъявляются требования по плоскостности шпан-
гоутов и точности постановки направляющих штырей и болтов. Удов-
летворение этих требований обеспечивает надежную работу элементов
стыковочных узлов. Кроме того, для предотвращения искривления оси
ракеты-носителя при использовании фланцевых стыков необходимо вы-
держивать требования по перпендикулярности плоскости шпангоута оси
изделия и параллельности плоскостей стыковочных шпангоутов отсека.
Эксплуатационные требования, предъявляемые к стыковочным узлам,
вытекают из соображений удобства и простоты эксплуатации ракеты-
носителя. Для удовлетворения этих требований в конструкции стыко-
вочных узлов предусматриваются специальные лючки для доступа к
крепежным деталям и быстроразъемные соединения. Если в процессе
эксплуатации предполагается частая расстыковка отсеков, в шпангоу-
тах из легких сплавов устанавливаются стальные втулки.
327
10.2. КОНСТРУИРОВАНИЕ СТЫКОВОЧНЫХ ШПАНГОУТОВ
И УЗЛОВ СОЕДИНЕНИЯ ОТСЕКОВ
Особенности функционирования
стыковочных узлов
Стыковочные узлы осуществляют связь между отсеками корпуса PH,
передавая нагрузки от одной части конструкции к другой. В общем
случае на соединяемые отсеки конструкции PH действуют осевое уси-
лие, изгибающий момент и перерезывающая сила. Характер передачи
этих силовых факторов от одного отсека к другому зависит от вида
соединения. Использование сварных соединений не искажает характера
нагружения отсеков в окрестности этих соединений, и поэтому для
обеспечения их работоспособности используются те же методы, кото-
рые применяются при конструировании сухих отсеков. Однако для сты-
ковочных узлов, использующих болтовые соединения, характер нагру-
жения соединяемых отсеков в области, прилегающей к крепежным уз-
лам, существенно отличается от нагружения остальной части кон-
струкции.
Особенность функционирования оболочки в окрестности стыка сос-
тоит в том, что нагрузки передаются от одного отсека к другому с
помощью сосредоточенных сил, возникающих в элементах крепления от-
секов от растягивающих усилий и изгибающих моментов, действующих в
рассматриваемом сечении корпуса PH. Для восприятия этих сосредото-
ченных сил в районе их приложения оболочка отсека подкрепляется
лонжеронами либо усиленными стрингерами и шпангоутами. Лонжероны
(усиленные стрингеры), принимая на себя сосредоточенную нагрузку
от стыковочного узла, постепенно перераспределяют ее на обшивку с
помощью усилий сдвига. Согласно принципу Сен-Венана по мере удале-
ния от места приложения сосредоточенных сил происходит выравнива-
ние напряжений в сечениях отсека. Длина зоны затухания напряжений
зависит от величины сосредоточений силы, габаритных размеров от-
сека, толщины обшивки и жесткости стыковочного шпангоута.
Характер изменения максимального напряжения а(х) по длине отсе-
ка х можно представить в виде
2р р“
а(х) = е К, (10.1)
где k - некоторый безразмерный коэффициент; Р - сосредоточенная
сила; R - радиус отсека.
Для гладкой оболочки коэффициент k имеет порядок , где 5 -
толщина оболочки. Для подкрепленной оболочки интенсивность затуха-
328
ния зависит’ от параметров продольного набора и жесткости стыковоч-
ных шпангоутов.
Таким образом, задача проектирования фланцевых стыков должна
решаться совместно с сценкой работоспособности всего отсека. Выбор
рациональных параметров стыковочных шпангоутов и элементов про-
дольного набора должен обеспечивать минимальную массу отсека при
сохранении его работоспособности.
Для решения поставленной задачи требуется определить сосредото-
ченные нагрузки, приходящие на стыковочные шпангоуты от узлов
крепления стыков, и провести расчет болтовых соединений. Выбор па-
раметров стыковочных болтов рассмотрен в следующем разделе.
Болтовые соединения
К основным задачам проектировочного расчета болтовых соединений
относятся: обоснование числа и размера болтов; обеспечение нерас-
крытая стыка. Правильный выбор параметров болтов обеспечивает их
неразрушение в процессе эксплуатации PH. Раскрытие стыка ухудшает
работоспособность фланцевого соединения, так как при этом возрас-
тают усилия на болты. Особенно опасно раскрытие стыка при действии
переменных нагрузок, так как при этом появляются дополнительные
воздействия ударного характера. Для предотвращения раскрытия стыка
резьбовое соединение предварительно затягивают. Таким образом, за-
дачи выбора параметров болтов и назначения усилий их предваритель-
ной затяжки оказываются взаимосвя-
занными. Для учета этой взаимосвя-
зи проанализируем функционирование
болтового соединения, затянутого
силой Со- При проведении анализа
представим стягиваемые детали эк-
вивалентными по жесткости втулка-
ми, нагруженными согласно схеме,
представленной на рис. 10.2.
Очевидно, усилие затяжки
вызывает удлинение болта 8^, равное
8 = Л О ,
0 (ГО
где - коэффициент податливости
болта.
В то же время при затяжке
элементов фланцевого стыка
при затяжке болтов
329
произойдет укорочение стягиваемых фланцев на величину 8^-
8,'
где - коэффициент податливости фланцев.
После приложения внешней нагрузки Р болт получит удлинение Д/.
При этом усилие на болт возрастет на величину
ДР = Д/Ао. (10.2)
Соответственно усилие на стыке уменьшится на величину
Др = Д/А(. (10.3)
Так как после приложения нагрузки Р и завершения деформаций болто-
вое соединение придет в состояние равновесия, справедливо равен-
ство
р- (Ю.4)
Разрешая соотношение (10.4) относительно Д/ и подставляя полу-
ченное выражение в соотношение (10.2), найдем величину дополни-
тельного усилия на болт:
ДР = ХР, (10.5)
где х = + Х() - коэффициент основной нагрузки.
Таким образом, при нагружении соединения силой Р усилие болта
возрастет только на величину \Р. Поэтому затяжка резьбового соеди-
нения является весьма эффективным способом снижения амплитуды пе-
ременной нагрузки, приходящей на болт.
С учетом предварительной затяжки полное усилие на болт будет
равно
Q6 = Qo * ДР = Qo + хР. (10.6)
Соответственно давление на стыке после приложения усилия Р
уменьшится:
QC = QO"4 = QO’(1-X)₽- (1°-7)
Условие нераскрытая стыка состоит в том, чтобы в любой точке
стыка оставались напряжения сжатия, т.е. должно выполняться усло-
вие
Q > 0. (10.8)
С
330
Рис. 10.3. Расчетная схема фланцевого стыка:
а — схема определения площади эквивалентной втулки; б — схема оп-
ределения момента инерцнн болтов
У
Согласно соотношению (10.7) неравенство (10.8) примет вид
Qq > (1 - х)Р- (10.9)
Для расчета коэффициента основной нагрузки, входящей в получен-
ные выше соотношения, необходимо оценить коэффициенты податливости
болта и фланцев. Для болта постоянного диаметра d® коэффициент по-
(10.10)
датливости рассчитывается по соотношению
» £«'о
где I - расстояние от торца гайки до торца головки болта; f -
о о
площадь сечения болта; Е® - модуль упругости материала болта.
Коэффициент податливости фланцев, выполненных из одинакового
материала, вычисляется по аналогичному соотношению:
X, = г-?- • <10.11)
1 £Л
где Е) - модуль упругости материала стыковочных шпангоутов; -
площадь поперечного сечения эквивалентной втулки.
При оценке площади принимают, что деформация распространяет-
ся в материале фланцев по конусам с углом полураствора а = 30
(рис. 10.3,а). Для упрощения расчетов конусы заменяют полым цилинд-
ром, эквивалентным им по объему. Внутренний диаметр цилиндра при-
331
нимается равным диаметру отверстия во фланце. Тогда внешний диа-
метр D[ будет равен
А1 +Л2
где D - наружный диаметр гайки.
Тогда величина может быть рассчитана как площадь кольца:
f=’-(D,-/).
14 1 вн
С учетом соотношений (10.10), (10.11) выражение для коэффициен-
та основной нагрузки примет вид
_____!_____ (Ю12>
х I /£ f ♦ I IE f 1 + Е f IE f 'w,w'
о o'o о ri 1'1 o'o
Предложенный выше подход может быть использован для расчета груп-
повых болтовых соединений. В дальнейшем остановимся более подробно
на расчете кольцевого стыка, типичного для соединений отсеков ра-
кеты-носителя.
При проведении анализа будем считать, что длины и площади сече-
ний всех болтов и эквивалентных втулок одинаковы. Тогда в предпо-
ложении, что элементы соединения имеют одинаковую податливость, а
полки шпангоута однородны, выражение для оценки напряжений в болте
при действии осевого усилия Лг и изгибающего момента МР примет вид
(см. рис. 10.3,6)
[Л/р М₽ 1
a0i * *1 Т~ >
* 0 О'*
где Fq - площадь сечения всех болтов; - момент инерции сечений
" 2
болтов. Очевидно = S fQ^--
i=\
Коэффициент основной нагрузки х рассчитывается по соотношению
(10.12). Для проведения конкретных расчетов требуется раскрыть вы-
ражения для Fq и Очевидно, площадь сечения можно представить в
виде
где n - число болтов; - площадь сечения одного болта.
332
Момент инерции может быть оценен через момент инерции кольца
равновеликой площади, а именно:
nfQ = 2тг/?8,
где R - радиус окружности, проходящей по оси болтов; 3 - толщина
кольца.
Тогда момент инерции запишется так:
'о - "Л Г
Очевидно, расчет на прочность стыка должен производиться для
наиболее нагруженного болта. С учетом полученных соотношений выра-
жение для максимального напряжения (у. = R) будет иметь вид
Af1* 2МР
/о" +п'о*
Соотношение (10.13)
силу
(10.13)
<-
Л/₽
ЭКВ
’о" *
можно выразить через эквивалентную осевую
' (10.14)
2МР
R ‘
усилие,
силы и
= Л/₽
X-
изги
где
Л/1*
ЭКВ
Таким образом,
действия осевой
Л/р
рР = =г
б П л экв
Полное усилие, действующее болт с учетом затяжки, оценива-
ется по соотношению (10.6).
приходящее на наиболее нагруженный болт от
его момента, будет равно
+ х. (Ю.15)
б 0 экв
где - усилие затяжки.
Усилие затяжки выбирается от условия нераскрытая стыка (10.9).
При проведении расчетов оценивается по соотношению
0?=П Р (1-х). (10.16)
0 ст экв
где г? - коэффициент запаса по усилию затяжки стыка.
СТ
333
Для статических нагрузок т) = 1,25...1,5. При переменных на-
СТ
грузках значения i? принимают большими (порядка 2,5...4), чтобы
СТ
уменьшить влияние переменной нагрузки.
С учетом (10.16) выражение (10.15) примет вад
= [я (1 - X) * Х]< •
б ст экв
Напряжение в поперечном сечении болта от действия растягивающе-
го усилия QJ будет равно
= Ct/f .
б бб
где f - площадь сечения болта по внутреннему диаметру резьбы,
б
Помимо растягивающих напряжений а₽ при оценке работоспособности
б
болта необходимо учесть закручивание его стержня при затяжке. При
этом в поперечном сечении болта возникают касательные напряжения
где hP « 0,12Q₽d .
кр Об
Результаты, полученные выше, позволяют оценить максимальные на-
пряжения, действующие в болте:
= k а ,
б max прив б
где k = J1 + 3 I — I - коэффициент приведения.
прив I Р J
%
Обычно величина k лежит в Диапазоне значений 1,3...1,7.
прив
Очевидно, величина а не должна превышать предела прочности
б max
материала болта а .
В
При назначении а необходимо учитывать некоторое снижение проч-
ности резьбовой детали при затяжке. При проведении расчетов можно
принять
334
(10.17)
Полученные результаты позволяют рассчитать площадь сечения бол-
та, обеспечивающую его работоспособность:
Р “ х) + xl
_ экв ст_____
б прив 0,8&G
в
Необходимое усилие затяжки, гарантирующее нераскрытие стыка,
рассчитывается по соотношению (10.16). Как показывают расчеты,
значения коэффициента основной нагрузки х лежит в диапазоне
0,2...0,3.
Напряжение, возникающее в болте при его затяжке, согласно
(10.16) будет равно
а = (1 _ х)т? (10.18)
а /, ст
о
С учетом соотношения (10.17) выражение (10.18) примет вид
0.85а (1 - х)п
в ст
з k П (I - х) + X ‘
прив ст
Соотношение позволяет оценить напряжение затяжки, обеспечиваю-
щее нераскрытие стыка, для типичных значений коэффициентов k
tj и х- В частности, принимая k = 1,5; i? = 1,35 и х ~ 0,25,
получим а = 0,46ag.
Учитывая, что предел текучести для сталей а = 0,7a , найдем
0,2 в
a = 0,66аЛ
з 0,2
Рекомендуемые напряжения затяжки для болтов из легированных
сталей лежат в диапазоне (0,5...0,6)а0 а для болтов из углеро-
дистых сталей - в диапазоне (0,6...0,7)а0 %.
Для использования предложенной выше методике требуется знание
расчетного усилия на болт Р₽ . Оно будет зависеть от эквивалент-
ной нагрузки, приходящей на стык, и числа болтов в стыке:
Л/р
рР _ ЭКВ
экв Л
Эквивалентная нагрузка рассчитывается по соотношению (10.14).
Число болтов следует назначать из условия более равномерной пере-
335
дачи усилий на отсек. С этой точки зрения целесообразно соединять
отсеки большим числом болтов. Действительно, согласно соотношению
(10.1) действующие напряжения в районе узла крепления убывают с
уменьшением усилия Р, и, следовательно, с увеличением числа болтов
в стыке. Однако для соединения отсеков не рекомендуется применять
болты диаметром менее чем 10... 12 мм, так как при затяжке обычными
ключами может произойти их разрушение.
Рассмотренные выше соображения справедливы только для стыков,
неразделяемых в полете.
Отделимые в полете отсеки PH соединяются ограниченным числом
пироболтов или замков. Это связано с тем, что с увеличением числа
болтов снижается надежность разрыва силовой связи между отделяемы-
ми блоками Н, так как
Н = й",
где й - надежность срабатывания одного пироболта; п - число пиро-
болтов.
При малом числе болтов использование оценки (10.14)
вести к существенным погрешностям. В этом случае для
может при-
расчета
целесообразно пользоваться точным соотношением.
Знание числа болтов позволяет оценить нагрузку, приходящуюся на
один болт, и определить его площадь по соотношению (10.17).
Расчетное усилие действующее на болт, определяет также
нагружение, приходящееся на стыковочный шпангоут.
Конструирование стыковочных
шпангоутов
Задача конструирования стыковочного шпангоута состоит в опреде-
лении формы профиля сечения, его высоты, толщины стенок. Конструк-
ция стыковочных шпангоутов в ракетах-носителях обычно выполняется
сборной из прессованных профилей и листового материала, соединен-
ных клепкой. Для обеспечения необходимой жесткости и прочности
приходится делать их больших размеров. При этом элементы конструк-
ции становятся тонкими и могут потерять свою форму в зоне, работа-
ющей на сжимающие нагрузки. Стыковочные шпангоуты, конструкция ко-
торых показана на рис. 10.4, нагружаются сосредоточенными силами от
воздействия частей ракеты-носителя и распределяют эти силы на за-
крепленные к шпангоуту тонкостенные оболочки. Эти силы могут ле-
жать в плоскости шпангоута, но могут и выходить из нее. Нагрузки
336
рис. 10.4. Конструкции сборных стыковочных
шпангоутов
на шпангоут передаются узлами стыка.
Дальнейшая передача сил на тонкую обшивку,
плохо работающую на сосредоточенные силы,
требует, чтобы шпангоут обладал высокой
жесткостью в осевом направлении.
При проведении конструкторских расчетов
будем рассматривать шпангоуты цилиндри-
ческих отсеков без учета упругости обо-
лочки. Расчетная схема и конструктивное
исполнение стыковочного шпангоута в
большой степени зависит от схемы внешнего
нагружения. В ряде случаев схема нагруже-
ния определяется в основном силами, пер-
пендикулярными плоскости шпангоута. Для
других случаев характерно нагружение си-
лами, лежащими в плоскости шпангоута. Для
случая воздействия внешних сосредоточен-
ных сил, перпендикулярных плоскости шпан-
гоута, применима следующая последова-
тельность расчетов.
Пусть на шпангоут действуют осевая сил;
крутящий .М моменты, уравновешиваемые погонными усилиями q,
кр
которые возникают в конструкции оболочки. Под действием внешних
сил в сечениях стыковочного шпангоута возникают внутренние усилия
(рис. 10.5), изгибающий момент L, крутящий момент Н, поперечная
сила К. Эти усилия вызывают нормальные напряжения изгиба а и
Эпюра изгибающего Эпюра крутящего
момента L момента Н
Рис. 10.5. Внутренние силовые факторы в стыковочном шпангоуте,
нагруженном одной сосредоточенной силой N
х----
Рис. 10.6. Поперечное сечение стыковочного шпан-
гоута
сечения шпангоута относительно
статический момент части площади сечения,
касательные напряжения т* и т*, которые
определяют по следующим выражениям:
+ н KS*
° ~ ~ J : % - W : гк " J 8 1
X г к X
сопротивления сечения шпангоута кручению; I* -
оси х; у -
оси шпангоута;
расположенной
где W - момент
к
момент инерции
расстояние от рассматриваемой точки до нейтральной
S
х
выше нейтральной оси,
= F U ; F
0*0' 0
относительно этой оси, S
х
часть площади сечения, расположенной выше оси х; yQ - координата
центра тяжести площади F® (рис. 10.6).
В общем случае решение задачи представляет большую сложность.
Она значительно упрощается, если представить решение в виде суммы
простейших нагружений стыковочного шпангоута, т.е. отдельно от
осевой силы, изгибающего и крутящего моментов.
В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем
нагружения шпангоутов приводятся формулы внутренних усилий. На
рис. 10.5 дана схема нагружения шпангоута одной сосредоточенной
осевой силой N, которая уравновешивается распределенной по радиусу
шпангоута нагрузкой q: а
N ( 1 1 Я
q ~ ~п~ — - cosa ,
irR I 2тг I 'Я
где R - радиус оболочки; а - координата отсчета угла расчетного
сечения.
Величины изгибающего и крутящего моментов, а также величина пе-
ререзывающей силы определяются по выражениям
L = kLrN-, Н = k^N;
К = kwN. 1
Л 1
В этих выражениях k^, k^, - коэффициенты изменений внутренних I
усилий в сечении шпангоута:
338 I
, 1 / .
k. - -— (asina
L 2ir
+ — cosa - 1);
1 R Iff!
k,, = ~— a — cosa - 2 - ~— I sina + a
H 2ir Г I 2Г J
A,, = ~—(2sina - a),
л 2я
г - радиус нейтральной оси шпангоута, который при первоначальном
расчете можно принять равным R.
Стыковочный шпангоут конструируют последовательно, учитывая
действия осевой силы N, изгибающего М и крутящего моментов М .
изг кр
При этом размеры и форма стыковочного шпангоута в основном оп-
ределяются величиной осевой силы N. Первоначально при проектирова-
нии на эпюре внутреннего изгибающего момента L выделяют максималь-
ное значение момента, и для этого нагружения подбирают размеры
стыковочного шпангоута так, чтобы напряжение в нем было равно до-
пустимому напряжению выбранного материала. В дальнейшем необходимо
провести поверочный расчет стыковочного шпангоута, учитывая дейст-
вие изгибающего и крутящего моментов.
Рассмотрим случай нагружения стыковочного шпангоута внешними
силами, действующими в его плоскости. Такими силами являются: ра-
диальная сила Q, касательная сила Т и изгибающий момент М
(рис.10.7), уравновешиваемые потоком касательных усилий q. Под
действием внешних сил в сечении стыковочного шпангоута возникают
Рис. 10.8. Конструкция штыря
Рис. 10.7. Общий случай нагружения стыковочного шпангоута в его
плоскости
339
10.9.
Схема разложения нагрузок, действующих
на стыковочный
Рис.
шпангоут
внутренние усилия: изгибающий момент U, сжимающая или растягиваю
щая сила Ф и перерезывающая сила D. Обычно конструктивным элемен
том, который передает перерезывающую силу, служит штырь
(рис. 10.8). Минимально их должно быть четыре. Они располагаются по
плоскостям стабилизации ракеты-носителя.
Любую сложную схему нагружения можно представить в ваде суммы
отдельно приложенных нагрузок (рис. 10.9). Для каждой схемы натру
жения необходимо построить эпюры внутренних усилий и после этого
провести суммирование эпюр и определить напряжения в сечении шпан
гоута.
В справочной литературе для наиболее часто встречающихся схем
нагружения приведены формулы для определения внутренних усилий
Для примера рассмотрим стыковочный шпангоут, нагруженный одной
сосредоточенной радиальной силой Q, которая уравновешивается каса
тельной силой q. На рис. 10.10 приведены эпюры внутренних силовы
факторов. Они определяются по следующим выражениям: |
и = k^Q-, Ф-кфа-.О = kDQ, j
где 1 1
k,, - -—(asina + — cosa - 1); ’>
U 2тг 2
k =
Ф 2тт
2/з I
-----0,5 cosa - asina
kn = £-
D 2ir
acosa +
kg, ^Ф' ~ К0ЭФФициенты изменений внутренних
шпангоута, которые справедливы при 0° < а < 180°.
усилий в
сечении
340
Q
моментоб U сил P
Рис. 10.10. Эпюры внутренних силовых факторов
Как и ранее, стыковочный шпангоут конструируют последовательно,
учитывая действие изгибающего момента М, касательной силы / и ра-
диальной силы Q.
При этом размеры и форма стыковочного шпангоута в основном оп-
ределяются величиной внутреннего изгибающего момента U. Первона-
чально при проектировании на эпюре изгибающего момента выделяют
максимальное значение момента, и для этого нагружения подбирают
размеры стыковочного шпангоута так, чтобы напряжение в нем было
равно допустимому напряжению выбранного материала. После этого
уточняют конструкцию стыковочного шпангоута, учитывая нормальное
напряжение, которое действует в том же сечении. Суммарное напряже-
ние определяют по следующей зависимости:
о Л +
S F J '
В этом выражении нормальное напряжение (Ф/F) определяется с учетом
действия в рассматриваемом сечении растягивающей или сжимающей си-
лы Ф. В площадь сечения стыковочного шпангоута F входит присоеди-
ненная к нему оболочка.
Аналогичные поверочные расчеты необходимо провести для сечения
стыковочного шпангоута, в котором эгаора нормальных сил имеет мак-
симальное значение.
Касательные напряжения, возникающие от действия перерезывающей
силы D, определяют толщину стенки стыковочного шпангоута. Макси-
мального значения касательные напряжения достигают в стенке около
нейтральной оси х (рис. 10.11):
г
ПИХ
гае 1г
DS
= _JL
/
х 1
- собственный момент инерции стыковочного шпангоута; у -
341
Рис. 10.11. Напряжение в сечении стыковочного шпангоута
Рис. 10.12. Возможные случаи поте-
рн устойчивости элементов стыко-
вочного шпангоута:
1 — наружной полки; 2 — в промежу-
тке между заклепками; 3 — в стенке
расстояние от нейтральной оси до рассматриваемой точки шпангоута;
5] - толщина стенки шпангоута; - статический момент части пло-
щади сечения, расположенной выше нейтральной оси, относительно
этой оси; Sy = (Fq - часть площади сечения шпангоута, распо-
ложенной выше оси у, xQ - координата центра тяжести площади FQ).
Проектируя конструкцию стыковочного шпангоута, необходимо стре-
миться к его минимальной массе. Для удовлетворения необходимым
требований по прочности и жесткости применяются шпангоуты с тонко-1
стенным сечением. Уменьшение^
толщины стенок и полок при уве-
личении высоты шпангоута приво-
дит к потере устойчивости тон-
костенных элементов шпангоута^
(рис. 10.12) в сжатой зоне: I
в наружной или внутренним
полках, находящихся под деист!
вием распределенных по ширине
полки сжимающих напряжений; I
в промежутке между заклеп-1
ками; I
в стенке шпангоута, находя-1
щейся одновременно под дейст-1
вием касательных и нормальным
напряжений. I
342
С целью повышения мест-
ной устойчивости элементов
конструкции стыковочного
шпангоута устанавливают
подкрепления. При этом
стремятся к тому, чтобы
действующие напряжения были
меньше критических, харак-
терных для случаев потери
устойчивости.
Потеря устойчивости пол-
ки наступает при превышении
критических напряжений, ко-
торые могут быть определены
из выражения (6.5).
Рис. 10.13. Конструкции подкрепления
стенки
В свою очередь критические напряжения стенки могут быть опреде-
лены из выражения (6.8).
Обычно подкрепляющие элементы устанавливают так, чтобы они сое-
динялись с продольными силовыми элементами отсека. Типовым вариан-
том подкрепления является установка стенки, полученной штамповкой
из листа, как показано на рис. 10.13.
В местах приложения сосредоточенных сил шпангоут усиливается
кронштейном для передачи сил на элементы конструкции шпангоута
(рис. 10.14).
В конструкции стыковочного шпангоута, собранного из отдельных
элементов клепкой, может произойти потеря устойчивости этих эле-
ментов в сжатой зоне между заклепками.
Повысить устойчивость элементов конструкции можно увеличением
жесткости этого элемента или выбором другого шага между заклепка-
Я
/1-/1
Рис. 10.14. Конструкции для передачи сосредоточенных сил
Вид В
343
Рнс. 10.15. Конструкция 'зашитого' стыковочного шпангоута
Рнс. 10. 16. Схема постепенного включения в работу корпуса:
1 — уравновешивающая, распределенная по радиусу нагрузка шпан-
гоут абсолютно жесткий в осевом направлении; 2 — начало постепен-
ного включения в работу, шпангоут имеет малую жесткость в осевом
направлении
ми. Увеличение жесткости элемента конструкции обычно приводит к
увеличению площади сечения и массы конструкции, что нежелательно.
Поэтому шаг между заклепками выбирают таким, который позволил бы
обеспечить такое критическое напряжение в элементе конструкции,
которое больше действующего. При этом используют формулу (6.59).
Конструкция стыковочного шпангоута, воспринимающего все виды
внешних нагрузок и обладающего большой жесткостью, имеет большие
размеры и массу.
Площадь сечения стыковочного шпангоута, нагруженного внешними
нагрузками, действующими в его плоскости, можно уменьшить. Для
этого стыковочный шпангоут необходимо полностью или частично "за-
шить” стенкой (рис. 10.15), уменьшающей напряжение изгиба в шпанго-
уте, а также его размеры и массу. Однако условия компоновки корпу-
са ракеты-носителя не позволяют применять такую конструкцию шпан-
гоута. При нагружении стыковочного шпангоута внешними нагрузками,
действующими перпендикулярно его плоскости, можно уменьшить напря-
жения, возникающие в его сечении, его площадь и массу, применяя
более рациональную схему передачи нагрузок на шпангоут и корпус
ракеты-носителя.
Для обеспечения равномерного включения в работу корпуса PH не-
обходимо крепление стыковочных шпангоутов отдельных отсеков осуще-
ствить многоболтовым соединением. В этом случае не требуется боль-
шая прочность и жесткость стыковочного шпангоута и масса его не-
значительна.
Однако в случае нагружения значительными сосредоточенными на-
грузками в стыковочных узлах характер включения корпуса ракеты-
носителя в работу зависит от жесткости стыковочного шпангоута и
конструкции силовых элементов (лонжеронов), которые устанавливают-
ся в узлах приложения сосредоточенных нагрузок.
Считают, что постепенное включение корпуса происходит на длине
В, которая равна расстоянию между стыковочными болтами
(рис. 10.16). В конструкции корпуса с лонжеронами площадь их сече-
ния изменяется по длине В. В месте крепления его к стыковочному
шпангоуту площадь выбирается такой, чтобы напряжение в лонжеронах
было равно допустимому напряжению выбранного для него материала. В
конце участка включения корпуса в работу она равна площади стрин-
гера корпуса ракеты-носителя. Если стыковочный шпангоут сконструи-
рован так, что может воспринимать часть нагрузки, приходящей в
узел стыка, то длина включения корпуса в работу может быть умень-
шена. При проектировочном расчете будем считать, что корпус раке-
ты-носителя выполнен в виде оболочки приведенной толщины 8, в ко-
торую входит толщина обшивки и учтена площадь стрингеров. В этом
случае
5 = ^8
О О I
где $ - редукционный коэффициент обшивки: 8 - толщина обшивки;
о о
f - площадь стрингера; t - шаг стрингеров,
стр
Редукционный коэффициент определяют по следующей зависимости:
общ
а
о <3
стр
обш
где - напряжение в стрингере; - критическое напряжение в
обшивке
°бш _ 3, бЕ + kE
°кр ’ а/8 >2 + ₽/so
о
Здесь Е - моцу/ль упругости материала обшивки; R - внешний радиус
корпуса ракеты-носителя.
Величина k определяется по следующей зависимости:
344
345
Если стыковочный шпангоут нагружен сосредоточенными силами,
перпендикулярными его плоскости, то они в узлах стыка будут вызы-
вать усилие Р:
P~af ,
к стр
где а - нормальное напряжение в корпусе ракеты-носителя.
Приближенно можно считать, что на длине В напряжения будут ме-
няться по закону кубической параболы
До = а (1 - х)3,
к
где х = х/В - относительная координата, отсчитываемая от стыковоч-
ного шпангоута.
Если стыковочный шпангоут сконструирован так, что может частич-
но нагружаться сосредоточенными силами в плоскости, перпендикуляр-
ной его плоскости, то в корпусе при этом будут возникать напряже-
ния а' под действием уравновешивающих распределенных усилий q':
а' = q' /5.
При этом разница в напряжениях в корпусе ракеты-носителя и час-
ти корпуса, прилегающей к шпангоуту, будет создавать в узлах стыка
усилие Р •:
Р = f (а - а').
1 стр к
В этом случае полное включение корпуса в работу будет происхо-
дить на длине В^ которая зависит от жесткости шпангоута и может
быть учтена введением коэффициента k. При этом будем считать, что
напряжение по длине корпуса меняется по линейному закону и тогда
можно записать: ?
*= 1 . ]
а ?)
к
Включение в работу корпуса на длине В^ как было сказано рань-
ше, будет происходить по кубической параболе. Тогда изменение на-
пряжения в лонжероне запишется следующим образом:
346
где х - координата сечения усиленного стрингера, отсчитываемая от
стыковочного шпангоута.
На рис. 10.17 показан узел стыка. Он состоит из лонжерона, шпан-
гоута и стрингера. Лонжерон выполнен из высокопрочного материала и
соединен с силовыми элементами стыковочного шпангоута болтами. К
обшивке корпуса лонжерон прикреплен заклепками. Сечение лонжерона
меняется по указанному выше закону. В конце участка В^ лонжерон
соединяется со стрингером.
Полки и стенки лонжерона и стрингера соединяют без дополнитель-
ных накладных элементов. Конструкция соединения зависит от формы
лонжерона и стрингера.
Рис. 10.17. Конструкция узла стыка:
/— шпангоут; 2 — лонжерон; 3 — стрингер
347
10.3. КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ
СТЫКОВОЧНЫХ УЗЛОВ
Конструктивное исполнение стыковочных узлов зависит от типа
соединения отсека. Возможные конструктивные решения бесфланцевых
стыков представлены на рис. 10.18. 10.19. На рис. 10.18 показано
соединение распорного шпангоута топливного бака и гладкого пере-
ходного отсека сваркой встык. Очевидно, реализация такого соедине-
ния предполагает использование для переходника материала, обладаю-
щего хорошей свариваемостью. В частности, для топливных отсеков
широкое применение нашли сплавы алюминия с магнием типа АМг5, АМгб
и др. Они имеют сравнительно невысокие прочностные характеристики,
поэтому использование рассмотренного соединения допустимо для ко-
ротких переходников, масса которых в общей массе конструкции не-
значительна.
Соединение подкрепленного переходного отсека с днищем топливно-
го бака показано на рис. 10.19. Как видно из рисунка, отсутствие
подкрепляющего набора 2 в районе сварочного шва компенсируется
утолщением оболочки / переходного отсека.
Рнс. 10. 18. Соединение топ-
ливного бака и переходного
отсека сваркой встык:
/ — оболочка переходного от-
сека ; 2 — оболочка переднего
дннща бака; 3 — распорный
шпангоут переднего днища ;J
4 — обечайка бака
Рнс. 10. 19. Соединение переходного
сваркой:
1 — оболочка переходного отсека; 2
бака; 4 — сварная точка; S — заклепка
отсека с днищем бака точечной
- стрингер; 3 — переднее днище
348
Рнс. 10.20. Характерные крепления сухих отсеков:
1, 4 — усиленные стрингеры; 2, 3 — стыковочные шпангоуты; 5,9 —
обшивка; 6 — болт, гайка, шайба; 7, 8 — фитинги; 10 — заклепка;
11— теплозащита
Наиболее часто применяемые фланцевые соединения представлены на
рис. 10.20... 10.23. На рис. 10.20 показано крепление сухих отсеков
между собой. Характерные крепления топливного и сухого отсеков
представлены на рис. 10.21, 10.22.
Крепление сухих отсеков, представленных на рис. 10.20, предпола-
гает наличие свободного доступа для монтажа соединения внутри от-
сека. Если такой доступ затруднен, для подхода к гайкам и головкам
Рис. 10.21. Крепление сухого отсека с топливным баком при отсутст-
вии доступа к резьбовой части болта;
1 — распорный шпангоут бака; 2 — крышка лючка; 3 — вннт; 4 — об-
шнвка; 5 — заклепка; 6 — короб лючка; 7 — болт и шайба; 8 — стыко-
вочный шпангоут сухого отсека; 9 — втулка
349
\rssjj.
Рис. 10.22. Крепление сухого отсека с топливным баком при обеспе
чении доступа к резьбовой части болта
Рис. 10.23. Крепление сухих отсеков с использованием плавающей
гайки
болтов в конструкции отсеке® предусматривают специальные вырезы
(рис. 10.21, 10.22).
Кроме того, в местах ограниченного доступа возможно применение
крепления с плавающей гайкой, расположенной в кармане, приклепан-
ном к шпангоуту. Такой тип соединения показан на рис. 10.23. Ввин-
чивание болта в этом стыке обеспечивается наличием у гайки кони-
ческой части. Для контровки соединения используется пружинная
шайба.
В неразъемных в полете фланцевых соединениях сухие отсеки кре-
пятся между собой, с топливными баками и головными частями только
болтами (бесштыревое соединение) либо болтами (они воспринимают
продольное растягивающее усилие и рассчитываются на растяжение) и
направляющими штырями (они воспринимают поперечное перерезывающее
усилие и рассчитываются на срез).
Если толщина шпангоута велика, можно использовать направляющий
штырь в виде шпильки (рис. 10.24,а).
При малой толщине полки шпангоута направляющий штырь крепится
гайкой. Такой тип соединения представлен на рис. 10.24,6.
При частой расстыковке отсеков в процессе эксплуатации в шпан-
гоутах из легких сплавов требуется установка стальных втулок, как
это показано на рис. 10.21. При этом обеспечивается многократный
монтаж соединений без нарушения резьбы.
Неравномерность нагружения стыка обусловливает в случае необхо-
Рнс. 10.24. Конструктивное исполнение
штырей
6
крепления направляющи
350
Вид В
Рис. 10.25. Конструктивное исполнение узла крепления отсеков с ис-
пользованием фитинга:
1, 6 — винты, 2 — заклепки: 3 — оболочка отсека; 4, 9 — самоконт-
рящнеся гайки: 5 — стыковочный шпангоут; 7 — анкерная гайка; 8 —
корпус фитинга; 10 ~ лонжерон; 11 — защитная крышка; 12 — винт
крепления крышки
димости усиление шпангоута и оболочки в месте установки крепежного
элемента специальными фитингами и накладками. При использовании
разрывных болтов применяются закрытые фитинги или специальные ко-
жухи для зашиты агрегатов в отсеке от разлета осколков, образую-
щихся при срабатывании пироболта.
Конструктивное исполнение узла крепления с использованием фи-
тинга показано на рис. 10.25. Фитинг соединяется болтами с полками
шпангоута и лонжероном. Таким образом, сосредоточенная нагрузка
распределяется на шпангоут 5, лонжерон 10 и прилегающую часть об-
шивки 3, с которой фитинг связан заклепочным соединением 2. Для
крепления несиловой крышки 11 используются длинный болт 12 и ан-
керная гайка 7. В отверстие фитинга вставлена резиновая манжетка
8, предохраняющая электропроводку к пироболту от повреждений.
Разъемное в полете соединение с использованием УКЗ (удлиненного
кумулятивного заряда) показано на рис. 10.26. Корпус пироустрой-
ства 2 соединяется с подкрепленной оболочкой /, 4 с помощью
351
Рис. 10.26. Возможное конструктивное исполнение установки У КЗ:
1,4 — оболочка; 2 — корпус; 3 — УКЗ: 5,9— стрингеры; 6 — зак-
лепка; 7 — накладка; 8 — винт
заклепки 6. УКЗ прижимается накладкой 7 с помощью винта 8. При
срабатывании УКЗ образуется направленная струя продуктов взрыва,
разрезающая корпус отсека по всему периметру.
Рис. 10.27. Характерное исполнение стыковочного узла трехслойной
оболочки:
/ — фнтинг; 2 — резиновая манжетка; 3 — накладка; 4 — трехслойная
оболочка; 5 — уголок; 6 — стыковочный шпангоут; 7 — несущий слой
трехслойной оболочки; 8 — соты; 9 — окантовка из КМ; 10 — крышка
352
Характерное исполнение стыковочного узла для трехслойной обо-
лочки представлено на рис. 10.27. Крепление шпангоута 6 и фитинга 1
с трехслойной оболочкой 4 осуществляется болтовыми соединениями. В
районе установки болтов соты заливаются пластиком 9. Под головки
болтов со стороны сот устанавливаются металлические накладки 3.
Для крепления оболочки со шпангоутом используется уголок 5. Рас-
смотренное конструктивное решение обеспечивает распределение сос-
редоточенной нагрузки, приходящей на фитинг от болта, на шпангоут
и оболочку.
10.4. ЭЛЕМЕНТЫ СИСТЕМ РАЗДЕЛЕНИЯ СТУПЕНЕЙ
РАКЕТЫ-НОСИТЕЛЯ
В составе любой системы можно выделить три группы элементов:
средства крепления, средства разделения (увода), сопутствующие
элементы (рис. 10.28).
В дальнейшем рассмотрим более подробно элементы, имеющие непо-
средственное отношение к узлам соединения отсеков PH: средства
крепления и сопутствующие элементы.
Как видно из представленной классификации, большое место среди
элементов крепления занимают пиротехнические средства. Основными
их достоинствами являются: малые габаритные размеры и масса, высо-
кая надежность, быстродействие. Типичное конструктивное исполнение
пироболта представлено на рис. 10.29.
При срабатывании пироболта подрывается заряд, размещенный во
внутренней полости болта, что приводит к разрушению корпуса болта
12 - 908
353
Рис. 10.29. Установка пироболта:
/ — гайка; 2, 3 — полки шпанго-
ута; 4 — пироболт
Рис 10.30. Конструктивное испол-
нение шарикового пирозамка:
/ — пиропатрон; 2 — накидная
гайка; 3 — корпус пирозамка; 4 —
поршень; 5 — шток; 6, 7 — элеме-
нты стыковочных шпангоутов; 8 —
гайка; 9 — контровочная проволо-
ка; 10 — стакан; 11 — шарик; 12,
13 — герметизирующие прокладки
в районе стыка шпангоутов. Пироболты просты и надежны в эксплуата-
ции, однако при их срабатывании возникает ударная нагрузка и ос-
колки, разлет которых может повредить близлежащие элементы кон-
струкции отсека. Поэтому при использовании пироболтов необходимо
предусматривать установку защитных фитингов.
Ассортимент выпускаемых пироболтов достаточно широк. Их разру-
шающая нагрузка имеет диапазон от десятков до сотен килоньютонов.
Считается, что применение пироболтов ограничено предельной нагруз-
кой 200 кН. Кроме пироболтов широкое распространение получили пи-
розамки. К достоинствам пирозамков следует отнести отсутствие ос-
колков при срабатывании и существенно меньшие, чем у пироболтов,
ударные нагрузки. При малых осевых нагрузках используются шарико-
вые пирозамки. Возможное конструктивное исполнение такого пирозам-
ка показано на рис. 10.30. Шариковые пирозамки могут применяться
при осевых нагрузках до 100 кН. При больших нагрузках вместо шари-
ков используются различные вкладыши. Замки с использованием вкла-
354'
дышей могут быть спроектированы на любые потребные нагрузки. Ис-
точником энергии для функционирования пирозамка являются пиро-
патроны.
Основной характеристикой пиропатрона является сила пиропатрона
F = pW, которая характеризует максимальное давление р, развивав-
пп
мое при срабатывании пиропатрона в объеме W. Характеристика pW от-
носится к паспортным данным пиропатрона. Для существующих типов
пиропатронов величина изменяется от десятков до нескольких сотен
Н м. Выбор параметров пиропатронов осуществляется исходя из обес-
печения безотказности срабатывания замка и его неразрушения в про-
цессе функционирования.
При подрыве пиропатрона пороховые газы поступают в полость (см.
рис. 10.30). Под действием силы давления пороховых газов срезается
контровочная проволока 9, и корпус пирозамка начинается двигаться
вниз. В дальнейшем при движении штока шарики выпадают, и происхо-
дит освобождение связи.
При проведении расчета на прочность оценивается максимальное
давление, создаваемое в корпусе пирозамка при срабатывании пиро-
патрона:
F
_ ПП
^max IF—
где U'L = W + W ; W - свободный объем полости Г; IF - объем
2, г пп г пп
внутренней полости пиропатрона.
Прочность пирозамка проверяется для наиболее слабого сечения
корпуса (сечение А-А) (см. рис. 10.30) и резьбовых соединений.
При проведении расчетной прочности предельное давление опреде-
ляется по формуле для толстостенной трубы
2 , "2
р = --------- I11 j— ° ,
пред |— в
43
где d] и dj - соответственно внутренний и внешний диаметры се-
чения.
Прочность резьбовых соединений рассчитывается по известным фор-
мулам сопротивления материала.
Использование удлиненных кумулятивных зарядов позволяет перейти
к бесфланцевым соединениям отсеков. В этих устройствах пороховой
заряд помещен в металлический корпус с кумулятивной выемкой (см.
355
столкнове-
Существу-
одного до
мощности,
Конструктивное
ДМШ:
Рис. 10.31
пользованием
а — до срабатывания ДМШ; б — после срабатывания ДМШ: / — ДМШ; 2 —
полимерная матрица: 3 — трубка из легированной стали
исполнение бесфланцевого стыка с нс-
Рнс. 10.32. Схема разрывной платы электроразъемов:
1 — штепсельный разъем; 2, 3 — элементы платы: 4 — пирозамок
толкатель
рис. 10.26). Действие УКЗ основано на перерезании конструкции отсе-
ка направленной струей продуктов взрыва, создающей при
нии с преградой давление в десятки тысяч мегапаскалей,
юшие типы УКЗ позволяют разрезать преграды толщиной от
десятков миллиметров. Эффективность УКЗ зависит от его
материала конструкции отсека и расстояния между преградой и заря-
дом. Оптимальные характеристики УКЗ оцениваются по эмпирическим
зависимостям, а их применение требует проведения тщательной экспе-
риментальной отработки. При срабатывании УКЗ возникают осколки и
значительные ударные нагрузки. Для исключения этих недостатков
разработаны устройства на основе детонирующих малоимпульсных шну-
ров (ДМШ).
В частности, фирмой ’’Локхид” (США) предложено устройство, пред-
ставленное на рис. 10.31. Оно представляет собой сплюснутую трубку
из легированной стали, в которой находятся два ДМШ (для дублирова-
ния), заключенных в полимерную матрицу. При срабатывании ДМШ труб-
ка принимает цилиндрическую форму и разрывает корпус устройства в
районе насечек.
Основной характеристикой ДМШ является величина давления в за-
рядной камере А (см. рис. 10.31,6):
f д
- 3 3
^max 1 — а Д
г з
356
Таблица 10.1
Характеристики пиросоставов
Пиросостав f . Дж/Н 3 з а . см /н г
Пироксилиновый порох (7,7.. .9,5)-104 91.77.. .126,44
Нитроглицериновый порох (9,0.. .13,4)104 76,48.. .122,37
Черный (дымный) порох (2,1. . .3) • ю4 50,99.. .101,97
где _ плотность снаряжения; - объем зарядной камеры;
I - длина заряда; со - масса взрывчатого вещества, приходящаяся на
погонный метр; f - приведенная сила взрывчатого вещества; а -
коволюм газа.
Значения величин и а для некоторых пиросоставов, используе-
мых в пироустройствах, приведены в табл. 10.1.
Величина со для существующих типов ДМШ изменяется от единиц до
десятков грамм на метр.
К сопутствующим элементам стыка относятся электро- и пневмогид-
роразъемы и направляющие шпильки (штыри). Первая группа устройств
служит для расстыковки электрических и пневмогидравлических связей
между ступенями после их разделения. Схема конструкции разрывной
платы электроразъемов представлена на рис. 10.32. Две половинки
платы 2, 3 соединяются между собой пиро- или пневмозамком 4, обес-
печивающим их надежную стыковку в полете. Если усилий, развиваемых
Рис. 10.33. Конструкция пироножа:
1 — пиропатрон; 2 — нож; 3 — кор-
пус пнроножа; 4 — наковальня; 5 —
кабель; 6 — штифт зачековкн
Рнс. 10.34. Направляющий штырь
357
средствами отделения, недостаточно для обеспечения надежного разЧН|
мыкания разъемов, используются толкатели (часто толкатель совмеша- 1
ется с замком). В ряде случаев для размыкания связи используются
пиротехнические ножи. Возможное конструктивное исполнение пироножа
показано на рис. 10.33. Нож 2 разрезает кабель 5 за счет энергии,
выделяющейся при срабатывании пиропатронов 1.
Направляющие штыри (рис. 10.34) устанавливаются во всех фланце-
вых стыках. Они необходимы при сборке отсеков PH и для восприятия (
перерезывающих сил в полете. При разделении ступеней они служат [
также для обеспечения их безударного расхождения в начальный мо- J
мент разделения.
Глава
ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУИРОВАНИЯ ОТСЕКОВ ИЗ М
КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ М
11.1. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПОЗИЦИОННЫХ М
МАТЕРИАЛОВ В КОНСТРУКЦИИ РАКЕТ-НОСИТЕЛЕЙ И
Композиционные материалы (КМ) находят все большее применение в J
конструкции отсеков PH. Это обусловлено следующим: t
высокими удельными характеристиками прочности и жесткости сов- |
ременных КМ:
возможностью управлять прочностными и жесткостными характерно- f
тиками конструкции за счет использования анизотропии механических J
свойств материала с целью его оптимального расположения в силовых
элементах конструкции при сравнительно несложной технологической
реализации:
снижением трудоемкости изготовления за счет сокращения объема ;
заготовительных, механообрабатываюших и сборочных работ, суще- |
ственного упрощения оснастки для изготовления и сборки и возмож- g
ностью автоматизации ряда сборочных работ. |
Однако не следует полагать, что повсеместный переход на компо- |
зиционные материалы обязательно ведет к снижению массы конструкции |
и ее стоимости. Высокие удельные характеристики прочности и модуля j
упругости в КМ реализуются только в направлении армирования. В на- I
правлении же, перпендикулярном расположению армирующих волокон, J|
эти характеристики, особенно у полимерных композиционных материи- И
лов (ПКМ), крайне низки. Малы также прочность и модуль упругости И
при сдвиге. Существенно отличаются показатели механических свойств
и в зависимости от вида нагружения - растяжения или сжатия. Я
358
Сравнительно высокая стоимость КМ также является немаловажным
фактором, который необходимо учитывать при конструировании, отда-
вая предпочтение большему применению КМ на второй и третьей ступе-
нях PH, где экономия массы корпуса существенно больше сказывается
на начальной массе PH.
Относительная стоимость КМ приведена ниже:
Дуралюмин.............................................
Стеклопластик.........................................
Углепластик...........................................
Органопластнк.........................................
Боропластнк...........................................
Боралюмин.............................................
1
5...10
60...80
80...100
80...100
100...120
В дальнейшем рассмотрим целесообразность использования КМ
для различных отсеков PH.
Сухие двигательные отсеки
Для этих отсеков наиболее целесообразно применение композицион-
ных материалов в конструкции силовых элементов - балок, подкосов,
стрингеров, шпангоутов. При этом, особенно на первой ступени PH,
там, где преимущественно используются многодвигательные силовые
установки и конструкция отсека насыщена пространственно располо-
женными силовыми элементами и коммуникациями, рационально примене-
ние КМ для усиления силового набора обечайки, балок. Это позволяет
одновременно со снижением массы основных силовых элементов кон-
струкции обеспечить высокую технологичность сборочных и монтажных
работ в отсеке. На верхних ступенях PH при использовании одного
маршевого двигателя обечайки и подкрепляющий их силовой набор це-
лесообразно полностью выполнять из КМ.
Переходные отсеки
Переходные отсеки PH представляют собой, как правило, обечайки
цилиндрической, конической формы или сочетания этих форм. Объем и
характер применения в конструкции отсека КМ во многом определяется
их длиной и силовой схемой.
В коротких отсеках, насыщенных балочными элементами, основную
массу конструкции составляют балки и шпангоуты. Обшивка отсека
воспринимает перерезывающую силу, а также участвует в выравнивании
и перераспределении нагрузок за счет интенсивной работы на сдвиг.
Возможности эффективного применения КМ в такой конструкции невели-
359
ки. Рекомендации по их использованию могут быть взяты аналогично
тем, что давались для двигательных отсеков. При увеличении длины
отсека (L/D > 0,25) возможности эффективного применения КМ сущест-
венно возрастают. Так, для длинных отсеков с L > 2...3 м практиче-
ски вся конструкция отсека, за исключением торцевых шпангоутов,
может быть выполнена из КМ с существенной экономией по массе и
трудоемкости изготовления.
Головные обтекатели
Головные обтекатели (ГО) относятся к сбрасываемым в полете от-
секам и предназначены для зашиты полезного груза от аэродинамичес-
ких и тепловых воздействий на этапе выведения. Это - конструкции
большой длины, представляющие собой, как правило, комбинацию ци-
линдрических и конических обечаек, имеющих одну или несколько
плоскостей продольного разъема, и включающие в себя систему разде-
ления и сброса. К конструкции головного обтекателя предъявляются
жесткие требования по деформациям для обеспечения безопасных зазо-
ров с полезным грузом на этапах выведения и сброса. Корпус ГО дол-
жен выдерживать внешнее аэродинамическое давление (избыточное дав-
ление 0,05...0,07 МПа), осевые сжимающие нагрузки, изгибающие мо-
менты, перерезывающую силу, увеличивающиеся к основанию, локальные
нагрузки в местах стыка с последней ступенью PH, местах установки
узлов разворота, толкателей и т.п. Конструкция корпуса ГО характе-
ризуется также наличием большого числа люков, необходимых для об-
служивания полезного груза. Изготовление корпуса ГО из КМ значи-
тельно снижает его массу и трудоемкость изготовления. При этом
можно достаточно однозначно назвать тип конструкции оболочки ГО,
оптимально удовлетворяющий предъявляемым к нему требованиям. Это -
трехслойная оболочка с сотовым заполнителем и обшивкой из стекло-
пластика или углепластика.
Ферменные отсеки
Для силовых ферменных отсеков PH применение КМ в конструкции
стержней с угольными или борными армирующими волокнами и полимер-
ной или металлической матрицей практически всегда ведет к снижению
массы, тем большему, чем больше длина отсека. Стержни, составляю-
щие ферму, в силу своего одноосного нагружения являются наиболее
характерной конструкцией для сравнительно простой реализации высо-
ких удельных прочности и жесткости, присущих однонаправленным КМ.
Однако следует отметить два важных обстоятельства, от которых су-
360
щественно зависит эффективность применения КМ. Во-первых, большая
доля в массе конструкции фитингов фермы. На коротких фермах их
масса может составлять до 50 % от всей конструкции. Во-вторых,
обеспечение одноосного безмоментного нагружения стержней как за
счет правильного конструирования мест их заделки, так и за счет
компоновочных решений, исключающих приведение на стержни попереч-
ных усилий от подвешиваемых к ферме аппаратуры и агрегатов.
Топливные отсеки
Топливные отсеки жидкостных PH - одна из немногих конструкций,
применение в которой композиционных материалов пока не вышло из
стадии конструктивно-технологических поисков. Это обусловлено сле-
дующими обстоятельствами:
1) Высокими требованиями к герметичности.
Композиционные материалы на полимерной матрице не герметичны и
непосредственно использоваться в конструкции топливных отсеков
вследствие этого не могут. Такие металлические КМ как, например,
боралюминий с матрицей из АМгб, могут обеспечить необходимую сте-
пень герметичности, но технологически их применение ограничивается
цилиндрическими и слабоконическими обечайками топливных отсеков.
Технологическая возможность оставить по периметру листа, армиро-
ванного борными волокнами, полосу "чистого” АМгб позволяет полу-
чать достаточно надежные и качественные сварные соединения.
2) Большим числом вварных элементов (фланцев, горловин и т.п.),
приварных кронштейнов для крепления систем и агрегатов внутри и
снаружи бака.
Эго обстоятельство также серьезно усложняет применение в кон-
струкции КМ. Даже рассмотренный выше боралюминиевый не дает воз-
можности качественной приварки элементов к армированной зоне, так
как прочность сварки швов примерю на 50 % ниже, чем при сварке с
неармированным материалом. Изготовить же листы обечаек с освобож-
денными от борных волокон местами вырезов под вварные элементы
технологически очень сложно.
3) Высокими требованиями, предъявляемыми к чистоте внутренней
полости топливных отсеков.
Эго требование в совокупности с требованием по химической стой-
кости материала к компонентам топлива также резко сужает круг ком-
позиционных материалов, которые могут быть использованы внутри
конструкции топливных отсеков.
Уже сейчас можно применять композиционные материалы для усиле-
ния шпангоутов, стрингеров (при стрингерно-шпангоутной конструкции
361
отсека), использовать их в конструкции гладких цилиндрических и
слабоконических обечаек. Технологически разрешим вопрос изготовле-
ния вафельных обечаек цилиндрической и конической формы из метал-
лического КМ с армированием борными волокнами.
Реализация этих возможностей позволит существенно снизить массу
изделия в целом (учитывая то, что масса топливных отсеков состав-
ляет большую часть в массе PH).
Особенно эффективно применение КМ для изготовления баллонов вы-
сокого давления. Конструкция их в этом случае представляет собой
тонкую металлическую подложку, выполняющую функцию герметизирующе
го слоя, с намотанной на нее несущей оболочкой из полимерного КМ.
Экономия массы баллона при этом составляет 20...40 %, одновре-
менно неизмеримо улучшаются показатели безопасности в случае раз-
рыва оболочек баллона, так как при этом не образуется осколков как
при разрушении баллонов из металла.
11.2. ФОРМИРОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНО-СИЛОВЫХ
СХЕМ ОТСЕКОВ
Из композиционных материалов можно сконструировать отсеки PH
любой конструктивно-силовой схемы, кроме лонжеронных отсеков, в
которых допускается потеря устойчивости обшивки, так как вследст-
вие отсутствия пластичности и низких трансверсальных характеристик
КМ это приведет к разрушению обшивки. Однако подход, основанный на
прямой замене металла композиционным материалом, приводит к суще-
ственному снижению массы отсека далеко не всегда. Как уже отмеча-
лось ранее, высокие удельные характеристики КМ реализуются в на-
правлении армирования, и от того, как эффективно их удается ис-
пользовать в конкретных элементах конструкции, испытывающих воз-
действие определенного сочетания силовых факторов, зависит величи-
на снижения массы всей конструкции отсека. Снижение массы отсека
зависит от правильного выбора типа конструкции и технологии ее из-
готовления. Следует при этом отметить, что из композиционных мате-
риалов можно получать конструкции, которые трудно или невозможно
изготовить из металла.
Конструктивно-силовая схема конкретного отсека из композицион-
ных материалов зависит от его формы, размеров, условии нагружения
и компоновочной схемы.
Рассмотрим влияние этих факторов более подробно.
Форма отсека. Наиболее технологичными и экономичными с точки
зрения изготовления являются отсеки цилиндрической и конической
362
г
Рис. 11.1. Конструктивно-силовые схемы оболочек отсеков из КМ:
а — с гладкой оболочкой; б — с вафельной оболочкой; в — с трех-
слойиой оболочкой; г — с сетчатой оболочкой; / — обшивка: 2 — про-
дольные ребра; 3 — кольцевые ребра; 4 — внешняя обшивка; 5 — внут-
ренняя обшивка; 6 — сотовый заполнитель; 7 — спиральные ребра
формы. Они, как правило, позволяют реализовывать наиболее часто
применяемые типы конструкций из КМ: гладкую, вафельную, трехслой-
ную, сетчатую (рис. 11.1). При использовании в конструкции поверх-
ностей с двойной кривизной или сложных переходных участков с ниша-
ми, надстройками и т.п. рационально изготовление отсека из ПКМ,
позволяющих выполнить конструкцию практически любой формы. Оболоч-
ки сложной формы в основном выполняются однослойными, вафельными
или трехслойными. Металлические КМ позволяют реализовывать лишь
конструкции одинарной кривизны.
363
Геометрические размеры .
В коротких отсеках (L/D < 0,25) существенную часть массы кон-
струкции составляют стыковые соединения с соседними отсеками. В
связи с отмеченными ранее низкими сдвиговыми и трансверсальными
механическими характеристиками КМ доля массы стыковочных соедине-
ний еще более увеличивается, в частности при использовании тради-
ционных фланцевых стыков с относительно редко расположенными бол-
тами и штырями. Для этого класса отсеков, особенно сильнонагру-
женных, наиболее эффективной может оказаться конструкция стрин-
герного или вафельного типа из металлических КМ, у которых наряду
с высокими характеристиками жесткости металлическая матрица обес-
печивает существенно более высокую прочность на сдвиг и смятие,
чем у ПКМ. Это позволяет намного уменьшить величину зоны включения
силовых элементов, а следовательно, и массу отсека. Также немало-
важно то, что для коротких отсеков, как правило, определяющей яв-
ляется прочность на растяжение-сжатие, которая также выше у метал-
лических КМ.
Существенный эффект может дать применение КМ в качестве усили-
вающих элементов конструкции: накладок, жгутов в стрингерах, шпан-
гоутах, балках из традиционных алюминиевых сплавов (рис. 11.2).
Для отсеков средней длины (L/D = 0,25...1) определяющим факто-
ром является обеспечение общей устойчивости оболочки, причем тем в
большей степевд, чем больше длина отсека. С точки зрения рацио-
нального выполнения этого требования целесообразно:
применение материала с высоким удельным модулем упругости;
выбор схемы армирования, обеспечивающей наиболее эффективное
соотношение модулей упругости оболочки в осевом и кольцевом на-
правлениях. Для отсеков, работающих на осевое сжатие с небольшим
внешним давлением, рационально соотношение = 1...1.2Е ;
размещение материала оболочки таким образом, чтобы создавалась
максимальная изгибная жесткость стенки оболочки.
Рассмотрев эти рекомендации, нетрудно прийти к выводу, что в
наибольшей степени этим требованиям отвечают трехслойная и сетча-
Рис. 11.2. Подкрепляющие элементы,
усиленные КМ:
1 — профиль; 2 — усиливающие жгуты
и накладки из КМ
364
тая конструкции оболочки. При очень высокой интенсивности осевых
сил сетчатая оболочка с обшивками более эффективна вследствие то-
го, что сетчатый заполнитель имеет высокую жесткость и обеспечива-
ет высокую изгибную жесткость стенки.
Для длинных (L/D < 1) отсеков применимы те же рекомендации, что
и для отсеков средней длины. При большой длине отсека и высоких
осевых нагрузках может оказаться целесообразно увеличивать строи-
тельную высоту оболочки трехслойной конструкции в связи с тем, что
для обеспечения совместной работы слоев необходимо увеличивать же-
сткость заполнителя, а следовательно, и его массу. Для сетчатых
конструкций ограничение по высоте определяется технологическими
возможностями. Практически можно рекомендовать ограничивать макси-
мальную строительную высоту трехслойной и сетчатой конструкции в
пределах 40...50 мм. Для обеспечения общей устойчивости в случае,
когда строительная высота не укладывается в эти пределы, оболочку
подкрепляют шпангоутами с шагом 0,5...1 м. Возможна также установ-
ка на оболочке продольных силовых элементов.
Уровень и характер нагружения. Как уже отмечалось ранее,
наиболее характерным видом нагружения сухих отсеков является сжа-
тие и внешнее давление.
Гладкие оболочки применимы для коротких слабонагруженных отсе-
ков, вафельные - при среднем уровне нагружения. При больших осевых
нагрузках и внешних давлениях эффективнее применять трехслойные и
сетчатые оболочки. При действии на отсек больших локальных нагру-
зок от ложементов, опор, такелажных узлов (нагрузок, имеющих боль-
шую радиальную составляющую) в местах их приложения необходимо ус-
танавливать шпангоуты или сабли, представляющие собой часть шпан-
гоута.
Компоновочная схема отсека. Для сухих отсеков ракет-носителей
характерно наличие люков, вырезов, ниш - элементов, нарушающих
сплошность оболочки, вызывающих необходимость силовой компенсации
ослабленных мест, а следовательно, и увеличения массы. Если разме-
ры выреза невелики, то для всех типов оболочек это увеличение мас-
сы примерно одинаково. Однако при больших вырезах массовая эффек-
тивность Iподкрепленных оболочек из КМ (вафельных и сетчатых) пада-
ет существенно быстрее, чем у трехслойных, а при наличии большого
числа крупных вырезов и люков использование КМ в конструкции обо-
лочки становится нецелесообразным и к тому же трудноосуществимым
технологически.
Для трго чтобы перейти к количественной стороне оценки эффек-
тивности применения КМ в конструкции, необходимо напомнить некото-
рые положения механики компоновочных материалов.
365
Как правило, особенно для ПКМ, однонаправленные материалы в
конструкциях в чистом ваде не используются. Конструкции выполняют-
ся из совокупности слоев однонаправленного или тканевого материала
с различными углами ориентации слоев, их толщинами и взаимным рас-
положением. Свойства такого материала определяются свойствами от-
дельных слоев и схемой армирования всего пакета. ।
При анализе напряженно-деформируемого состояния КМ основным
элементом считается монослой. Его основные характеристики, необхо-
димые для расчетов, приведены на рис. 11.3. При расположении моно-
слоя под углом а к направлению оси пакета рассматриваемого элемен-
та конструкции (рис. 11.4) взаимосвязь напряжений в осях монослоя и
осях пакета
выражается следующим
соотношением:
б12
11.1)
Е,
Рнс.
'п
>2
5*
11.3. Физико-механические
У
z
нюбходи-
характеристики
моиослоя,
мне для расчетов:
1 — направление вдоль армирующих элементов: 2
рек армирующих элементов: О ; а — пределы
В1 ^1
— направление попе-
прочиости npi
растя-
женин и сжатии в направлении армирования; а
В2
и сжатии в поперечном направлении; Е .
вдоль и поперек направлении армирования;
прочности при растяжении
Е2 ~
С!2: Т.
коэффициенты Пуассона
модуль упругости
модуль сдвига
пределы
и предел прочности при сдвиге; Д L Д^^
а
Рнс. 11,4. К расчету напряженного состояния
366
Связь между деформациями и напряжениями при плоском напряженном
, т.е. когда деформации монослоя равны деформациям пакета
елом, описывается
уравнением
ху
CU
С.2
Чз
где Сц - параметры
выражаются
через
Ч2
Чз
(П.2)
жесткости монослоя относительно осей х, у. Они
упругие
характеристики
монослоя
следующим об-
о 2 2
2m л
.22
4m л
О 2 2
2m л
. 2 2
4m л
а
х
а
У
Г
4,
т
п
С!2
п
т
Ч
2
2
т п
2 2
т п
4 4
т *п
Л 2 2
-4т л
ч
13
Чз
Чз
з
- тп
. 2
тл(т
3
тп
2 2 3
-тл(т -л ) т п
-2т2а‘
о , 2 2.
-2тл(т -л )
.2 2.2
(т -л )
^2£2
Ч»
.(11.3)
з
- т п
2 2
т п
2 2
т п
2
2 ‘
2mn(m -п
2
ч
' - V21
£1
1 — XI и
м12м21
‘Ч
где Ej
; Е 11 - Е 11 .
’ 121 2М12
Рассмотрим теперь слоистый КМ (пакет), образованный л-м числом
од нона травленных слоев (рис. 11.5).
Прр плоском напряженном состоянии взаимосвязь между результиру-
Рис. 11.5. Нагрузки, действующие
на пакет при плоском напряженном
СОСТОЯИИ1
367
юшими усилиями N и компонентами деформаций пакета записывается в
виде: /
е
х
B22
В32
В|2
В,3
В23
В33
где В„ - параметры жесткости
В.. = S (Т.п.
Ч Ч ‘
X
€
X
e
У
Чу
слоистого
В12
В,3
В23
В2Г
В3|‘
= В32-
KM: ’
Средние модули упругости пакета:
£ = -------5-------- . £ = -------5-------
х В В -В2 У В В -В*
22 33 23 И 33 13
G--------$------
*у В В -В2
11 22 12
(11
У
У
В2|
Вз,
Ви
(1
5)
11.6)
где ВГ. есть матрица, обратная В..:
3) определение напряжений в монослоях в осях пакета из уравне-
ния (11.2):
4) определение напряжений в осях монослоя по формуле (11.1);
проверка прочности монослоя. Для нее наиболее часто исполь-
критерйй
5)
зуется
2
®1
<3 <3
_ 1 2
’V,
где =
а
“1
а
*1
Хилла-Мизеса:
2
°2
2
12
2
1,
(11.7)
2
при
при < 0;
S2
а 1
в2
а
"*2
при а2 > 0;
при а2 < 0.
Средние коэффициенты Пуассона:
В В -В В
12 33 13 23
Д^= В В -В2 ’ д*х
1 1 33 13
В В -В В
12 33 13 23
В В - В2
22 33 23
В = В (В В -В2 ) + 28 В В -В В1 -В В2!.
33' 11 22 12' 12 13 23 11 23 22 11
Вследствие того, что деформации слоев равны деформациям пакета,
схема расчета на прочность слоистого КМ выглядит следующим об-
разом:
1) определение жесткостных параметров С„ монослоев и пакета
В„ по формулам (11.3); (11.5);
2) определение деформаций пакета, а следовательно, и каждого
монослоя из уравнения (11.4):
368
Следующим этапом в создании оболочек сухих отсеков является ра-
циональное размещение материала в конструкции оболочки, обеспечи-
вающее выполнение условия отсутствия общей потери ее устойчивости.
Расчеты на прочность и устойчивость реальных конструкций, насыщен-
ных люками, вырезами, надстройками и другими конструктивными эле-
ментами являются сложной задачей, решаемой, как правило, на ЭВМ
методом конечного элемента. При оценке варианта конструкции и вы-
бора его рациональных параметров следует руководствоваться следую-
щими общими соображениями.
Для обеспечения минимальной массы необходимо стремиться к дос-
тижению в конструкции оболочки максимального значения параметра:
для цилиндров (характерного для РМ удлинения) под осевым сжатием и
сфер под давлением V = ; для цилиндров под давлением
4 Г 3
V = ’®[^2 • Величина % характеризует жесткость стенки оболочки
на растяжение (сжатие) в продольном 1 и кольцевом 2 направлениях.
Она зависит от механических свойств материала, расположения арми!
руюших элементов в слоях (схемы армирования), количества и распо*
ложения материала, образующего оболочку. Величина 2 - изгябная
жесткость оболочки соответственно в продольном и кольцевом направ-
лениях, учитывающая геометрические параметры конструкции стенки.
Задача конструктора - при минимально необходимом по условиям проч-
ности количестве материала распределить его таким образом, чтобы
создать оболочку, стенка которой имеет максимально возможную из-
гибную жесткость. }
Так как в общем случае модули упругости элементов, составляющих
конструкцию оболочки (обшивка, ребра, стрингеры, шпангоуты и
т.д.), могут быть различными, при расчетах осуществляется приведе-
ние их жесткости к модулю упругости одного из этих элементов, час|
то, например, к обшивке. I
Коэффициент приведения - редукционный коэффициент: I
Е.
».= Г*-
О ОШ
где - модуль упругости приводимого элемента конструкции.
Приведенные жесткости в осевом и кольцевом направлю
оценке оболочек с равномерным шагом составляющих их одн
элементов равны
при
г?1
” F1 2
Е . л, + Е 6 ;
. , .1 I 1,2 обш обш
‘=* *1.2
Z1.2
*1.2
площадь сечения в осевом и кольцевом направлениях «-1
S..2
D>.s
где
подкрепляющего элемента конструкции, составляющего оболочку (реб|
ра, стрингеры, шпангоуты); Ь1 - шаг расположения подкрепляющий
элементов в осевом и кольцевом направлениях; / - момент инерции'
конструкции оболочки. Он в данном случае определяется как момент
инерции в осевом 1 и кольцевом 2 направлениях оболочки, ширина ко-
торой равна шагу подкрепляющих ее элементов (для трехслойной и
гладкой конструкций оболочки ширина принимается равной принятой в
расчетах единице длины, например 1 см). Момент инерции сечения оп-
ределяется с учетом редукционных коэффициентов.
370
Критическая осевая сила определяется следующим образом,
гладких цилиндрических оболочек:
Г = 2 irkE S2 -,
кр Пр
для подкрепленных и многослойных цилиндрических оболочек (здесь
и ниже формулы для многослойных оболочек приведены с учетом того,
что средние слои, в том числе и заполнитель в трехслойных кон-
струкциях, являются жесткими на сдвиг, что в основном выполняется
на практике):
Т = 2nkE D. .
кр пр 2 1
Величина критического внешнего давления равна
для гладких цилиндрических оболочек
Е 8Ъ/2
= 0,92* "Р - ;
LR1
подкрепленных и многослойных цилиндрических оболочек
= 0.92Л - 4b, D’ ;
LR3/2 1 2
кр
ДЛЯ
%
ДЛЯ
гладких сферических оболочек
Е S2
^кр
ДЛЯ
подкрепленных и многослойных сферических оболочек
РЩ>
2 1
Здесь Е - приведенный модуль упругости, который для цилинд-
пр
ров, нагруженных осевой силой, и сфер под давлением определяется
как Е = Je Е„ , а для цилиндров под внешним давлением - Е =
пр 12 пр
= чЕ ; k - коэффициент устойчивости, величина которого суще-
ственно зависит от соотношения упругих характеристик материала,
371
технологии и качества изготовления оболочки. Для качественно и:
товленных оболочек при проектировании можно принимать следую,
значения этого коэффициента: /
для гладких - k = 0,1...0,15; /
для трехслойных и сетчатых - k = 0,3...0.4.
11.3. КОНСТРУКТИВНОЕ ИСПОЛНЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ
КОНСТРУКЦИЙ
Конструкция сухих отсеков состоит из следующих основных элемен-
тов: силовой оболочки, стыковых соединений, силового подкрепления
оболочки (шпангоуты, стрингеры, балки и т.д.), люков, вырезов, об-
текателей, гаргротов и т.п.
Конструкция оболочек из композиционных материалов характеризу-
ется:
типом конструкции;
схемой армирования составляющих оболочку элементов - обшивки и
ребер;
материалом этих элементов;
технологией изготовления оболочки.
Для обшивок сухих отсеков наиболее рациональна продольно-
перекрестная схема армирования, при этом продольные слои желатель-
но располагать в середине толщины обшивки, а перекрестные - снару-
жи. Эта схема армирования обеспечивает наиболее высокие характе-
ристики общей и местной устойчивости оболочки, а также дает воз-
можность наиболее эффективно перераспределить действующие на обо-
лочку локальные нагрузки за счет повышения прочности и модуля уп-
ругости на сдвиг. Кроме того, при такой схеме армирования по срав-
нению с продольной или продольно-поперечной характеристики проч-
ности на смятие в зоне крепежных элементе® выше.
При этом следует стремиться располагать слои с одинаковым на-
правлением армирующих элементов симметрично относительно срединной
поверхности обшивки (рис. 11.6), что позволяет реализовывать безмо-
ментную работу обшивки. Наиболее распространенными углами армиро-
вания являются 0 , 90 , 30 , 45 , 60 . Так как на этапе проектиро-
вания трудно точно определить весь спектр сочетания нагрузок, ко-
торым отсек может подвергаться в процессе эксплуатации, очень час-
то для обшивок применяют так называемую квазиизотропную схему ар-
мирования. Такая схема с симметрично расположенными относительно
срединной поверхности обшивки одинаково направленными слоями, име-
ющими угловой шаг армирования до 72 , обеспечивает одинаковые ха-
372
рактеристики прочности и модуля
упругости во всех направлениях в
плоскости обшивки. Наиболее часто
применяются следующие квазиизо-
тропные схемы армирования:
О /±60°; 0°/90°; ±45°. Для ребра
в вафельных и сетчатых оболочках
наиболее рациональна однонаправ-
ленная схема армирования с рас-
Рис. 11.6. Схема симметричного
положением армирующих элементов армирования обшивки оболочки
вдоль оси ребра.
Материал и технология изготовления оболочки из КМ тесно связаны
между собой. При этом необходимо помнить, что реализуемые физико-
механические характеристики композиционных материалов во многом
зависят от выбранной технологии изготовления того или иного эле-
мента конструкции.
Так, наиболее высокие характеристики прочности и модуль упру-
гости реализуются при прессовом, автоклавном способах изготовления
и при намотке, т.е. там, где создается достаточно большое
(0,2...0,5 МПа) избыточное давление и в максимальной степени
уменьшена волнистость укладки армирующих волокон. При использова-
нии вакуумного формования или намотке отсеков большого диаметра
тканевыми препрегами (в этом случае не удается создать необходимое
давление за счет натяжения полотна ткани) характеристики прочности
и модуля упругости снижаются на 20...30 %.
Стыковые соединения в отсеках из композиционных материалов
представляют собой одно из наиболее сложных, ответственных и труд-
но аналитически оцениваемых мест конструкции.
В общем случае стыковые соединения отсеков включают в себя тор-
цевые шпангоуты, фитинги под стыковочные болты, местные усиления
оболочки и крепежные элементы, соединяющие их между собой. Торце-
вые шпангоуты могут изготавливаться как из КМ, так и из металла.
Шпангоуты из КМ находят применение в небольших, порядка до 2 м
диаметром, отсеках с часто расположенными стыковочными болтами.
Если отсеки изготавливаются методом намотки, то одновременное
вматывание шпангоутов дает выигрыш в трудоемкости. Наиболее типич-
ные конструкции таких шпангоутов приведены на рис. 11.7.
Однако несмотря на технологические преимущества, цельномотанная
конструкция торцевых шпангоутов имеет и серьезные недостатки. Ос-
новной из них связан с низкими характеристиками ПКМ на сдвиг в
плоскости монослоя, межслойный сдвиг и отрыв. Этот недостаток при-
водит к ограничению нагрузки на стыковочный болт и необходимости
373
Рнс. 11.7. Стыковочные шпангоуты нз КМ:
а — конструктивное исполнение стыковочных шпангоутов нз КМ, полу-
чаемых способом намотки; б — типовые конструктивные решения мест
установки стыковочных болтов в шпангоутах из КМ; / — шпангоут; 2 —
втулка; 3 — футорка; 4 — усиливающее кольцо
Рис. 11.8. Конструк-
тивное исполнение сты-
ковочного шпангоута нз
КМ, усиленного салфет-
ками из стеклопласти-
ка:
1 — слои кольцевой на-
мотки ; 2 — салфетки нз
стеклоткани
усиления шпангоута за счет введения поперечных связей между слоями
в виде, например, выложенных салфеток из стеклоткани (рис. 11.8).
Он же приводит и к достаточно большой массе цельномотанных
шпангоутов, так как момент инерции торцевого шпангоута для обеспе-
чения необходимых условий опираний оболочки должен в [«сколько раз
превышать ее ’’погонный” момент инерции.
Изготовить же тонкостенный высокий с неперерезанными волокнами
целыюмотанный торцевой шпангоут технологически чрезвычайно труд-
но, а при реализуемых технологией возможностях за счет нерацио-
нального размещения материала и формы массива масса шпангоута ока-
зывается довольно большой.
Большее распространение в конструкции отсеков PH имеют металли-
ческие торцевые шпангоуты с фитингами под стыковочные болты
(рис. 11.9).
Такая конструкция стыков позволяет передавать на отсек доста-
точно большие сосредоточенные нагрузки и, следовательно, сущест-
374
Рнс. 11.9. Конструктивное оформление мест стыковки отсеков из КМ с
накладными металлическими шпангоутами:
1 — оболочка; 2 — фитинг; 3 — усиление оболочки; 4 — стыковочный
металлический шпангоут; 5 — внутренний угольник шпангоута; 6 —
стыковочный штырь; 7 — крепежные элементы
венно уменьшить число стыковочных болтов, что очень важно при
эксплуатации PH. Шпангоуты изготавливаются из алюминиевых профилей
марки Д16Т, В95, фитинги - из штамповок АК6Т1, В95. Шпангоуты и
фитинги, а также крепежные элементы, на которых они крепятся к
оболочке, ставятся на клеях холодного отверждения типа ВК-9. Зазо-
ры между торцом оболочки и шпангоутами заполняются компаундом из
стеклокрошки и клея. Сама оболочка в местах расположения фитингов
имеет усиления в виде накладок, утолщения стенок и ребер.
Для уменьшения нагрузок, перпендикулярных поверхности оболочки,
целесообразно располагать оси стыковочных болтов по оси центра тя-
жести сечения оболочки. При сетчатой или вафельной конструкции
оболочки расположение стыковочных болтов рационально совмещать с
перекрестиями ребер, при этом всемерно стараясь избегать их пере-
резания. Еще лучше, если при изготовлении намоткой отсеков этих
типов конструкций удается установить в местах разворота нитей,
жгутов закладные элементы в виде втулок, сухарей, которые служат
ограничителями на торцах для наматываемого материала, а впослед-
ствии используются для стыковых креплений. Это конструктивное ре-
шение позволяет избежать перерезания нитей, образующих ребра, а
также обеспечить передачу нагрузок сразу непосредственно на ребра.
При конструировании стыковых соединений следует учитывать и
сравнительно невысокие характеристики ПКМ на смятие под крепежными
375
элементами. Этот недостаток устраняется введением между слоями
пластика в местах крепления тонких прослоек материала с высокими
характеристиками на смятие и близким к материалу оболочки коэффи-
циентом линейного расширения, чтобы избежать расслоения при поли-
меризации оболочки. Например, часто применяют титановую фольгу
толщиной 0,1...0,2 мм или вводят прослойки из стеклоткани.
Эффективным с точки зрения равнопрочности оболочки на смятие и
срез крепежных элементов является уменьшение диаметра этих эле-
ментов. Кроме того, это позволяет уменьшить степень перерезания
волокон в пластике. Рекомендуемые минимальные значения перемычек
между центром отверстия под крепежные элементы и краем оболочки
составляют три диаметра этих элементов, между соседними отверстия-
ми-2,5 диаметра.
Элементы силового подкрепления оболочки - шпангоуты, стрингеры,
балки - так же, как и в случае торцевых шпангоутов, могут изготав-
ливаться заодно с оболочкой или отдельно с последующим их соедине-
нием.
Типовые конструктивные решения этих подкреплений приведены на
рис. 11.10.
Так как основным требованием, предъявляемым к этим элементам,
является обеспечение прочности и устойчивости, то целесообразно
при их конструировании размещать в полках этих элементов однона-
правленные материалы, обладающие высокими значениями удельных мо-
дуля упругости и прочности, такие, как боро- и углепластики. Боко-
вые же стенки этих подкреплений, работающие на сдвиг, рационально
выполнять со схемой армирования ±45 .
подкреплений
Типовые
конструктивные
При отдельном изготовлении силовых подкреплений они, как прави-
ло, соединяются с оболочкой клееболтовыми и клеезаклепочными сое-
динениями.
решения силовых
Рис. 11.10.
оболочки:
а — с вкладышем из легкого заполнителя и усиленными полками; б —
полым вкладышем и усиленными полками; в — с намоткой жгутом; г —
вкладышем: / — оболочка; 2 — усиления однонаправленным КМ; 3
формообразующий элемент (он же стенка); 4 — легкий заполнитель;
5 — полый вкладыш; 6 — жгуты однонаправленного КМ; 7 — внутренние
слои обшивки; 8 — вкладыш
376
Очень внимательно следует подходить и к конструированию заделок
силовых подкреплений, усиленных композиционными материалами. Ввиду
малой прочности и жесткости на сдвиг КМ заделки этих элементов
должны иметь достаточные размеры, чтобы обеспечить допускаемый
уровень интенсивности загрузки накладок и жгутов из КМ. При этом
следует отдавать предпочтение КМ, имеющим более высокие значения
сдвиговых характеристик.
Вырезы, отверстия, люки являются, как правило, элементами,
присущими каждому отсеку PH.
Конструктивное оформление их (рис. 11.11) может быть различным
для разных типов конструкций. Так как любые вырезы в оболочках
приводят к перерезанию силовых элементов, то основная цель кон-
структора: во-первых, свести это перерезание к минимальному, а,
во-вторых, разработать такую конструкцию компенсационного усиления
в районе выреза, которая, выполняя требования по передаче нагруз-
ки, обеспечивала бы минимум массы. Целесообразно, например, в сет-
чатой и вафельной конструкциях оболочки располагать отверстия меж-
ду ребрами или, если это возможно, производить местную раздвижку
ребер. Одновременно следует предусматривать усиливающие накладки.
Так как в районе вырезов перераспределение нагрузки происходит в
основном за счет сдвиговых напряжений, то рекомендуемая для накла-
док схема армирования ±45 .
Рис. 11.11. Варианты конструктивного исполнения люков:
а, б — несиловые люки: в, г — силовые люки; 1 — оболочка; 2 — уси-
ливающие накладки; 3 — крышка люка; 4 — крепежные элементы; 5 —
перестыковочные накладки; 6 — вкладыш
377
Крышки лкжов, местные обтекатели и гаргроты из КМ обычно
выполняются гладкой или трехслойной конструкции. Крепление их в
основном одностороннее с болтами с анкерными гайками. При отсут-
ствии последующей разборки узла и достаточной толщине конструкции
можно заворачивать болты крепления на клею непосредственно в КМ.
Фермы. Типовая ферма из КМ состоит из стержней и объединяющих
их фитингов (рис. 11.12).
Стержни в свою очередь состоят из собственно стержня и закон-
цовки, посредством которой он крепится к фитингу. Наиболее распро-
страненные типы соединений трубчатых стержней с законцовками можно
разделить на два класса: клеевые и клееболтовые соединения; соеди-
нения, основанные на защемлении образующих стержней из КМ
(рис. И. 13).
Рис. 11.12. Общий вид
фермы:
/ - фитинг: 2 — стер-
жень
механическое соединение;
диффузионной сваркой для боралюминиевых стержней;
3 — соединение
д — соединение с
защемлением стержня между фитингом и законцовкой:
/ — законцовка; 2 — стержень; 3 — клей: 4 — кольцевая подмотка;
5 — крепежные элементы; 6 — прокладка из стеклоткани; 7 — болт;
8 — сферическая шайба; 9 — фитинг
378
Наиболее заманчивое с точки зрения конструкции чисто клеевое
соединение требует для своего качественного выполнения высокой
культуры производства, точного взаимного изготовления элементов и
скрупулезного выполнения технологического процесса сборки-склейки.
Так как эффективная длина клеевого шва составляет 20...30 мм, то с
увеличением нагрузки клеевые соединения выполняют многоступенчаты-
ми, что еще более усложняет технологию изготовления и сборки. К
сожалению, и в этом случае непосредственно проконтролировать
прочностные качества полученного клеевого соединения нельзя ввиду
отсутствия соответствующих методов неразрушающего контроля. Также
остается малоисследованным вопрос гарантирования сохранения проч-
ностных свойств клеевых швов в условиях предполетной эксплуатации
PH. Поэтому чисто клеевые соединения в основном пока применяются
для малонагруженных ферм.
Клееболтовой способ позволяет повысить надежность соединения и
нагрузку, передаваемую через него, но имеет и большую массу в свя-
зи с необходимостью обеспечения требуемого расстояния между кре-
пежными элементами и увеличением толщины стенок стержней в местах
крепления для компенсации низких характеристик ПКМ на смятие. Ре-
комендации по введению прослоек для повышения этих характеристик и
расположения размеров крепежных элементов аналогичны ранее прие-
денным.
Второй тип соединений основан на различных конструктивных реше-
ниях защемления слоев материала стержня. Примотка слоев стержня во
впадины или проточки законцовки - сравнительно простой технологи-
ческий прием, но масса соединения сравнительно велика, а искривле-
ние несущих слоев на законцовках требует дополнительной компенса-
ции в местах стыков. Более компактными получаются соединения, где
с минимальным травмированием несущих слоев стержня удается заще-
мить его с обеих сторон. В этом случае можно реализовать передачу
нагрузки непосредственно через неперерезанные волокна, образующие
стержень. Более просто решается вопрос заделки при использовании
боралюминиевых стержней, так как еще в процессе изготовления самих
стержней происходит их одновременное соединение с законцовками.
11.4. ПОЛУФАБРИКАТЫ И МАТЕРИАЛЫ,
ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В КОНСТРУКЦИЯХ
Современные композиционные материалы являются результатом сое-
динения разнородных компонентов. Основные компоненты - это армиру-
ющие наполнители из материалов с очень высокими физико-
механическими характеристиками прочности и (или) модуля упругости
379
Физико-механические характеристики
армирующих наполнителей
Таблица 11.1
Материал наполните* ля Плотность . 3 р, кг/м Модуль упругости Е. ГПа Предел прочности при рас- тяжении а, ГПа Удельный модуль упругости Е/р, ю~3 м Удельная прочность а/p. 103 м
Стеклово- локно 2500 89 3,5 3600 140
Углево- локио 1950 400 2,1 20500 108
Борово- локио 2500 400 35 16000 152
Оргаиово- 1450 120 2.8 8300 193
локно
(табл. 11.1) и матрица (табл. 11.2), которая объединяет армирующие
наполнители и обеспечивает их совместную работу. Собственно физи-
комеханические характеристики КМ определяются прочностью и жест-
костью наполнителя и матрицы и прочностью их соединения между
собой. При достаточно большой гамме сочетаний возможных материалов
по прочностным, технологическим и экономическим параметрам сложи-
лись группы материалов, наиболее часто применяемых в силовых кон-
струкциях отсеков PH. Это - композиционные материалы, армирован-
ные борными, углеродными, стеклянными, органическими волокнами.
Рассмотрим более подробно их состав и виды получаемых из них по-
луфабрикатов.
Армирующие наполнители
Стеклянные волокна. Их получают вытяжкой струи расплавленной
стекломассы на выходе из фильер. Волокна имеют диаметр 5...20 мкм.
Стеклянные волокна при изготовлении изделий из композиционных ма-
териалов используются в виде первичных нитей, ровингов (жгутов) -
прядей некрученных нитей, крученых нитей и тканей.
Углеродные волокна. Их получают карбонизацией органических во-
локон. Трехступенчатая термическая обработка при температурах
250 °C, 1000... 1500 °C и 1500...3000 °C позволяет получить волокна
380
Таблица 11.2
Физико-механические свойства
отвержденных связующих
Характеристика Фенол - формаль- дегид- ные Полиэфир* иые Эпоксидные Кремний - органи- ческие Полиа- мидные
Предел прочности а, ГПа при растяжении 50 50 70 40 90
при сжатии ПО 120 120 80 260
Предел упругости 9 3 3 8 4
Е, ГПа Плотность р, 1300 1300 1300 1350 1400
, 3 кг/м Теплостойкость по 160 70 150 260 280
Мартенсу, С Относительное 0.4 0.8 6 0.4 2
удлинение 8, % Объемная усадка 20 8 3 18 18
е . %
о
с кристаллической структурой, близкой к графиту. Применяются во-
локна в основном в виде ровницы и лент со слабым утком.
Борные волокна. Их получают восстановлением бора водородом их
треххлористого бора с одновременным его осаждением на подложку из
нагретой вольфрамовой нити. Выпускаются волокна диаметром
100...200 мкм в виде моноволокна, комплексных нитей с обмоткой
стеклонитью, нетканых лент.
Органические волокна. В настоящее время органические волокна,
используемые в силовых конструкциях, в основном получают из поли-
меров на основе ароматических полиамидов. Синтезированный полимер
осаждается в воду, сушится и растворяется в чистой серной кислоте.
Из этого раствора через фильеры вытягивают волокна, которые затем
промывают и подвергают термомеханической обработке. Выпускаются
промышленностью в виде нитей, ровницы, тканей.
В табл. 11.3 приведены характеристики наиболее типичных компо-
зиционных материалов, применяемых для изготовления деталей, узлов
и отсеков ракет-носителей.
381
Таблица 11.3
Характеристики композиционных материалов
Стеклоткань 1850 0,55 0,28 0,43 0,20 26 18 0,035 4.5 0,17
Т-10, свя-
зующее
ЭДТ- 10
Ровинг 1950 1,650,02 0.680,1453 4,50,03 4.20.31
(жгут), свя-
зующее
ЭДТ-10
Углепластики
Углеродный 1450 1,10 0.015 0,39 0,10 180 4,4 0,03 3.5 0.27
жгут, свя-
зующее ЭТФ
Углеродная 1400 0,65 0,025 0.35 0,10 120 6,0 0,025 2.8 0,22
лента ЛУ-2,
связующее
ЭТФ-10
Органопластики
Нить СВМ. 1350 связующее ЭДТ-10 1,90 0,031 0.29 0,10 84 4,7 0,027 3,5 0,41
Ткань, свя- 1300 зующее ЭДТ-10 0,680.42 0,140,1222 12 0,0374,10,13
382
Продолжение табл. 11.3
Материал, , 3 р. кг/м О В1 а в2 а '* В1 а В2 £. ю т в G и 12 12
состав ГПа
Боропластик
Нити борные или КБСН, связующее эпоксидное 2000 1.2 0,022 0,84 0.15 190 12 0,045 6.3 0,24
Боралюминнй
Нити борные, 2600 1.2 0,14 0.84 0,15 180 70 0,085 48 0,26
матрица
АМгб
Материалы матриц
В силовых конструкциях в настоящее время применяются КМ на по-
лимерной и металлической матрицах.
Полимерные матрицы (связующие) представляют собой отвержденные
термореактивные смолы или олигомеры. Наиболее широко применяются
полиэфирные, фенолформальдегидные, кремнийорганические, эпоксидные
связующие и связующие на основе циклических олигомеров.
Полиэфирные и фенолформальдегидные смолы дешевы и технологичны,
но имеют большую объемную усадку, невысокий уровень механических
характеристик. Полиэфирные к тому же малотеплостойки. Наиболее ши-
рокое распространение получили связующие на основе эпоксидных
смол. Они обладают высокими механическими свойствами и адгезией к
различным наполнителям, имеют достаточно широкий диапазон отверж-
дения, могут длительное время находиться в неотвержденном состоя-
нии, что позволяет на их основе изготавливать полуфабрикаты (пре-
преги) из армирующих наполнителей, пропитанных связующим и час-
тично отвержденных.
Кремнийорганические смолы и олигоцентрические связующие (полиа-
мидные) характеризуются высокой допускаемой температурой эксплуа-
тации, хорошими механическими характеристиками, стойкостью к дей-
383
ствию агрессивных сред. Их недостатком являются значительные тег^М
нологические трудности в изготовлении изделий на их основе.
Металлические матрицы представляют собой сплавы легкЛИ
металлов. Наиболее распространены матрицы из алюминиевых сплавов”
АМг, АМц и другие. Большую термостойкость имеют матрицы из титано-
вых сплавов и спеченных алюминиевых порошков. По технологии полу- ;
чения КМ на их основе матрицы подразделяются: на деформируемые,
например, за счет прокатки пакета из перемежающихся листов алюми- t
ниевой фольги и слоев армирующего наполнителя; литейные, когда ар- |
мирующий наполнитель протягивается через расплавленный металл мат-
рицы с последующей прокаткой; порошковые, при которой материал
матрицы спекается вокруг армирующего наполнителя.
11.5. ИЗГОТОВЛЕНИЕ И ИСПЫТАНИЯ ОТСЕКОВ И
Технология изготовления - очень важный этап в разработке кон|Щ
струкции изделий из композиционных материалов. От выбранной техно-^^
логии, оборудования, оснащения зависят вид выбираемого полуфабри-
ката, реализация закладываемого конструктором уровня характерис-
тик, стабильность получения этих характеристик и объективность их |
контроля. И, конечно, сама конструкция без четкого представления о ' i
технологии ее изготовления не может быть создана. |
Технологический цикл изготовления отсеков из КМ структурно сос- |
тоит из следующих основных этапов: подготовки исходных материалов,
формообразования конструкции и ее элементов, сборочно-механических
операций, заключительных операций. Приведенное членение не являет-
ся жестко регламентированным, при некоторых технологиях возможно
их совмещение или разделение. Рассмотрим типичные способы выполне-
ния отдельных этапов. t
Подготовка исходных материалов начинается с входного контроля
компонентов - наполнителя и матрицы. Затем следует этап совмещения 8
их между собой. Этот этап может быть автономным. В этом случае по- —J
лучают полуфабрикаты КМ - препреги. Для полимерных композииионньаиИ|
материалов нити, жгуты, ленты, ткани пропитывают на специальньл^И
пропиточных машинах и подсушивают. Затем их сматывают на бобины
отделяя слои друг от друга разделительной пленкой.
Способ получения полуфабрикатов из металлических композиционным^И
материалов зависит от вида и материала матрицы.
Так, большое распространение получил способ получения лент и^Ч
листов из боралюминия, при котором материал матрицы наносят плаз- §
менным напылением на намотанные виток к витку на оправку борные |
384
нити. Для материалов с литейной матрицей армирующие нити пропуска-
ют через расплавленный металл матрицы, затем прокатывают, получая
ленты металлического композиционного материала. Еще один распрост-
раненный способ получения лент и листов из металлических компози-
ционных материалов заключается в том, что слои выложенного напол-
нителя чередуют со слоями фольги материала матрицы и прокатывают с
подогревом собранный пакет.
При таких технологиях, как ’’мокрая” намотка и пултрузия, опера-
ции совмещения компонентов и формообразования конструкции объеди-
нены. Армирующий наполнитель проходит через ванну с материалом
матрицы и поступает на оправку или фильеру, где и происходит фор-
мообразование конструкции или ее элементов.
Процесс формообразования состоит из двух этапов: получения за-
готовки и термомеханической обработки, включающей в себя создание
необходимых давлений и температур. На втором этапе происходит фик-
сация формы изделия и отверждение связующего (для ПКМ) или спека-
ние, диффузионная сварка материала матрицы (для МКМ).
Наиболее широкое применение в изготовлении отсеков ракет-
носителей и их элементов получили метод намотки, вакуумное и авто-
клавное формование, прессование и пултрузия.
Наиболее автоматизированным способом получения заготовок явля-
ется способ намотки. Этим способом при намотке нитями и жгутами
получают оболочки гладкой, вафельной и сетчатой конструкции, глад-
кой и трехслойной конструкции - при намотке тканью и лентой. Схе-
мы тканевой намотки отсеков и ’’мокрой” намотки приведены на
рис. 11.14. Намотка производится на оправку, выполненную по внут-
реннему контуру оболочки. При необходимости получения на внутрен-
ней поверхности оболочки ребер, шпангоутов на оправке формируются
пазы, в которые и производится укладка нитей и жгутов, образующих
эти элементы. Для снятия оболочки с оправки, особенно в тех случа-
ях, когда оболочка имеет ребра, оправка делается разборной (при
малых габаритных размерах изделия) или выполняется с наружным сло-
ем из удаляемого материала, например гипса или пенопласта, в кото-
рых делают необходимые пазы. При изготовлении трехслойных оболочек
сначала наматывают внутреннюю обшивку, частично ее полимеризуют,
затем на нее наносят клеевую пленку, сотовый заполнитель, внешнюю
клеевую пленку и наматывают внешнюю обшивку. После окончания про-
цесса намотки изделие на оправке поступает в автоклав или термо-
печь, где производится полимеризация связующего.
Достоинством этого способа являются высокая производительность
и высокая степень автоматизации работ.
К числу недостатков относятся:
13 - 908
385
s
Рис. 11.1-4. Схемы намотки оболочек:
а — тканевая намотка препрегом; б — "мокрая'' намотка; / — наматы-
ваемая оболочка; 2 — оправка; 3 — прижимной греющий вал; 4 — пре-
прег ткани; 5 — бабины с препрегом; 6 — шпуляриик; 7 — шпули с ни-
тями (жгутами); 8 — натяжной валик; 9 — ванна со связующим; 10 ~
отжимные валики; 11 — головка раскладчика; 12 — каретка расклад-
чика
при тканевой намотке - получение неоптимальной схемы армирова-
ния (90 ) - для тканей со слабым утком (например, угольные ленты)
и 0 /90 - для тканей с усиленным утком или использованием про-
дольно-поперечной намотки. Этот недостаток может быть устранен за
счет разработки тканей, в которых основа и уток будут расположены
под углами к оси полотна;
при намотке отсеков нитями, жгутами и лентами в направлениях,
отличных от кольцевого, необходимо на оправке иметь технологичес-
кие днища, на которых происходит их разворот в обратном направле-
386
Рис. 11.15. Схемы формирования отсеков из ПКМ: I
а — прессовое: 1 — нагреватели; 2 — пуансон; 3 — изделие; 4 — мат-
рица; 5 — выталкиватель; б — вакуумное, в — автоклавное: 1 — ва-
куумирующая система; 2 — вакуумный чехол; 3 — оболочка; 4 — оправ-
ка; 5 — печь; 6 — тележка; 7 — автоклав
нии. После окончания полимеризации при подрезке торцов отсека ма-
териал, намотанный на днище, отрезается, вследствие чего большая
масса его идет в отходы. И эти потери тем больше, чем больше диа-
метр отсека.
Следующими распространенными способами изготовления отсеков из
ПКМ являются вакуумное и автоклавное формование, а для сравнитель-
но небольших деталей и узлов - прессование (рис. 11.15).
При этих способах заготовки из препрега выкладываются на оправ-
ку, а затем под действием давления и температуры производится
окончательное формообразование конструкции. Выкладка заготовок на
оправку - наиболее трудоемкая часть процесса при всех этих спо-
собах.
До последнего времени он в основном проводился вручную. В на-
стоящее время активно производится разработка и внедрение так на-
387
лентоукладочной
центра':
заготовка нзде -
натяжные рамкн;
разделяющий препрег от
6 — бабина для
ленты; 7 — пре-
Рнс. 11.16. Схема
головки 'выкладочного
1 — матрица; 2 —
дня; 3 — нож; 4 —
5 — ролик,
защитной ленты;
намотки защитной
прег; 8 — бабина с препрегом; 9 -
прикатывающий ролик
зываемых ’’выкладочных центров” станков с программным управлением,
по программе укладывающих в заданных направлениях ленты препрега.
Схема лентоукладочной головки такого станка приведена на
рис. 11.16. Из рассматриваемых способов наиболее прост в оснащении
способ вакуумного формования. Им можно получать детали и отсеки
больших размеров и сложной формы. Однако избыточное давление,
действующее на формуемый элемент, невелико (0,07...0,09 МПа), в
результате чего материал недостаточно уплотняется и его физико-
механические характеристики прочности и модуля упругости на
20...30 % ниже, чем при изготовлении автоклавным или прессовым
способами.
Способ автоклавного формования выгодно отличается от вакуумно-
го более высоким избыточным давлением формования (0,2... 1,0 МПа),
что позволяет получать более качественную форму изделия и реализа-
ции в материале более высоких механических характеристик.
Способ прессования ограничен в применении ввиду сложности осна-
стки - для него необходимо иметь уже не оправку, а точно взаимно
выполненные пуансон и матрицу. Кроме того, при увеличении габарит-
ных размеров изготавливаемого изделия необходимо резко увеличивать
мощность пресса. Этот способ в основном применяют для формования
небольших силовых элементов, местных обтекателей, листов обшивок.
Способ пултрузии (рис. 11.17) применяют для получения профильных
силовых элементов конструкции - стрингеров, балок, труб и т.п.
Суть этого способа состоит в непрерывном протягивании через профи-
лирующую форму - фильеру армирующего наполнителя, пропитанного
связующим.
Технологические способы формирования изделий из металлических
композиционных материалов принципиально похожи на приведенные выше
388
Рис. 11.17. Схема установки для изготовления элементов пултрузией:
/ — бабины с нитью; 2 — натяжной ролик; 3 — ванна со связующим;
4 — отжимные ролики; 5 — фильера; 6 — печь предварительной полиме-
ризации; 7 — печь окончательной полимеризации; 8 — подающие роли-
ки; 9 — отрезное устройство; 10 — характерные сечения, получаемые
методом пултрузии
и требуют существенно более сложного и трудоемкого оснащения ввиду
того, что для соединения слоев полуфабриката необходимы высокие
давления (20,0...40,0 МПа) и температуры в несколько сот градусов.
Принципиальные схемы наиболее распространенных способов
газостатического и паростатического способов формования приведены
на рис. 11.18. Если при газостатическом способе необходимое для
формования давление создается подводимым сжатым газом, то при
р
Подвод газа
2
Запибкаводы
3 4 5 6 7
Рис. 11.18. Схемы газостатнческого (О) и паростатического (б) спо-
собов формования стержней нз МКМ:
/ — крышка; 2 — торцевой упор; 3 — деформирующая диафрагма; 4 —
законцовка; 5 — вкладыш; 6 — наружная оправка; 7 — трубка из моно-
слоев металлического КМ
389
паростатическом способе - парами воды, вскипающей под действием
температуры.
Сборочно-механические операции включают в себя подрезку торцов
отсеков, вырезку люков, установку силовых элементов - стрингеров,
шпангоутов, фитингов и т.п. Специфичным для композиционных мате-
риалов является применяемый при обработке режущий инструмент. Если
такие материалы, как углепластик и органопластик, хорошо обрабаты-
ваются обычными твердосплавными резцами, фрезами, сверлами, то для
обработки стеклопластиков, а тем более боропластиков и боралюминия
необходим алмазный инструмент. Но и он при обработке борокомпози-
ционных материалов быстро выходит из строя, поэтому все большее
распространение получают электрофизические методы обработки, на-
пример электроискровая.
Заключительные операции включают в себя контроль и нанесение
теплозащитных и лакокрасочных покрытий.
Испытания изготовленных отсеков различаются на приемо-
сдаточные, партионные и установочные. В отличие от отсеков из ме-
талла в силу большого влияния технологии и отсутствия всесторонних
объективных методов контроля реализации физико-механических харак-
теристик непосредственно в конкретном агрегате отсекам из КМ при-
суща большая неопределенность в определении качества изготовленно-
го агрегата.
В связи с этим кроме традиционной лабораторно-стендовой отра-
ботки, где определяются статическая и динамическая прочность изде-
лия, проводятся функциональные, климатические и другие испытания,
необходима комплексная проверка пригодности каждого из них, осо-
бенно при изготовлении первых штатных отсеков. Для этого целесооб-
разно на первых 5... 10 изделиях проводить обтяжку штатных констру-
кций на эксплуатационные уровни нагрузок, соответствующих опреде-
ляющим для отсека расчетным случаям. При этом необходимо проводить
тензометрирование и замер деформаций наиболее нагруженных мест
конструкции. Если результаты этих испытаний будут показывать дос-
таточную стабильность, то переходят к традиционным контрольно-
выборочным испытаниям, в процессе которых подвергают проверкам
один отсек от партии в 3...5 шт. Целесообразно также периодическое
повторение статических и динамических испытаний через партию в
10...20 изделий с целью подтверждения сохранения необходимых запа-
сов прочности. И, конечно, необходимо проведение установочных ис-
пытаний, как правило, в объеме лабораторно-стендовой отработки от-
сека при изготовлении его на другом производстве или изменении
технологии изготовления.
390
Глава 12
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАЗРАБОТКИ КОНСТРУКЦИИ.
АВТОМАТИЗАЦИЯ КОНСТРУКТОРСКИХ РАБОТ
Разработка конструкции ракеты-носителя является объемным и
сложным процессом, начиная с формирования требований к будущему
изделию до сдачи его для последующей эксплуатации. На рис. 12.1
представлена структура жизненного цикла ракеты-носителя, охваты-
вающая всю совокупность работ, из которых более подробно раскрыты
составляющие, относящиеся к НИОКР, в частности непосредственно
проектно-конструкторские работы, состав которых регламентирован
ЕСКД (ГОСТ 2.103-68, Стадии разработки), а именно:
I. Техническое задание.
2. Техническое предложение.
3. Эскизный проект.
4. Технический проект.
5. Разработка рабочей документации, которая ведется последова-
тельно для опытного образца, установочной серии и серийного произ-
водства.
Следует отметить, что ГОСТ 2.103-68 определяет лишь наиболее
общие черты сложившихся стадий разработки технических изделий.
Конкретный объем и содержание работ по стадиям в значительной мере
Цикл создания и эксплуатации PH
391
определяются как спецификой разрабатываемого изделия, так и прак-
тикой, сложившейся на предприятиях данной отрасли. Последняя часто
узаконена в отраслевых стандартах (ОСТ). Перечень конструкторской
документации, наименования, обязанность выполнения также оговорены
ОСТом на основе ЕСКД ГОСТ 2.102-68 (Виды и комплектность конструк-
торских документов).
Техническое задание (ТЗ) устанавливает основное назначение,
технические характеристики, показатели качества, технико-
экономические требования, а также специальные требования, предъяв-
ляемые к разрабатываемому изделию. В состав ТЗ ракеты-носителя,
как правило, входят:
диапазон по массе и объему выводимых полезных грузов;
диапазон орбит и наклонений;
время подготовки к пуску;
надежность PH и его основных элементов;
безопасность палета.
Техническое задание утверждается заказчиком и отраслевым
стерством и служит основой для формирования технических
ложений.
Техническое предложение (ТП) предполагает изучение ТЗ,
источников информации, теоретических и экспериментальных данных.
Исходя из требований ТЗ разрабатывается серия предварительных про-
ектов PH, в которых учитываются все новейшие достижения в различ-
ных областях ракетно-космической техники; осуществляется сравни-
тельная оценка проектов с учетом экономических затрат, конструк-
тивных, эксплуатационных и технологических особенностей; составля-
ются рекомендации к разработке наилучшего варианта; на основе
предварительной конструктивной проработки и поверочных расчетов
подтверждаются требуемые характеристики PH. Техническое предложе-
ние выпускается КБ в виде отчетов по разделам, соответствующих
требованиям ЕСКД и ОСТ, общей пояснительной записки и сводной ве-
домости ТП. Техническое предложение после экспертизы и согласова-
ния с заказчиком является основанием для выполнения эскизного
проекта.
Эскизный проект разрабатывается с целью установления
принципиальных конструктивных, схемных и других решений по выбран-
ному на стадии ТП варианту PH. На этой стадии оценивают возможные
технические решения по отдельным системам и агрегатам; устанавли-
вают их особенности и специфику экспериментальной отработки; изго-
тавливают и испытывают макеты и модели с целью проверки принципов
работы и определения параметров агрегатов; оценивают показатели
эффективности, надежности, технологичности, стандартизации и уни-
392
фикации аппарата; решают вопросы сборки, перегрузки, транспорти-
ровки, установки и обслуживания агрегатами стартового комплекса;
определяют круг вопросов, которые необходимо решать на последующих
стадиях работ; выполняют чертежи, схемы и другие технические доку-
менты.
Технический проект разрабатывается на основе утвержденного
заказчиком и отраслевым министерством эскизного проекта. На этой
стадии основную часть работы КБ составляет конструкторская разра-
ботка, содержание которой будет изложено более подробно ниже. При
выполнении технического проекта производят: разработку конструк-
тивных решений по изделию и его составным частям; формирование
конструкторских документов в соответствии с ГОСТом; выполнение не-
обходимых расчетов, в том числе подтверждающих технико-
экономические показатели, установленные ТЗ; анализ конструкции и
технологичности с учетом отзывов предприятий-изготовителей; испы-
тания уточненных моделей и макетов. Параллельно проводятся испыта-
ния на функционирование наиболее отвстствешпхх систем и узлов.
Разработка рабочей документации заключается в создании рабочих
чертежей сборочных единиц и деталей, монтажных чертежей, специфи-
каций узлов, блоков и т.д.; ведомостей покупных (стандартных) из-
делий, эксплуатационных и других документов. На этой стадии разра-
батывается директивная технология и проектируется необходимое тех-
нологическое оснащение для изготовления опытных образцов на базе
опытного производства КБ с целью проведения испытаний в лаборатор-
ных условиях и на испытательных станциях.
Естественно, что работа над конструктивным исполнением ракеты-
носителя начинается с самых ранних стадий ее жизненного цикла, так
как даже формируя техническое задание на ее разработку проектиров-
щик исходит из опыта конкретных решений, опробированных в предше-
ствующих аппаратах, достижений смежных отраслей, технологии, пред-
определяя ее исполнение. Одним из важнейших этапов создания PH,
где конструкция начинает ’’проявляться”, является этап разработки и
анализа компоновочных и конструктивно-силовых схем, реализуемый
уже на стадии технических предложений. Разработка, анализ и выбор
компоновочной и конструктивно-силовой схем PH проводятся совместно
с разработкой, анализом и выбором компоновочных и конструктивно-
силовых схем ее разгонных блоков и входящих в их состав отсеков и
элементов конструкции. Исходными данными для этого этапа служат
требования, предъявляемые к проекту, ограничения по габаритным
размерам, технология изготовления, эксплуатационные условия, а
также результаты, полученные на этапе предварительного выбора ос-
новных проектных параметров, и в первую очередь нагрузки, действу-
393
юшие на PH на всех этапах изготовления, транспортировки и функцио-
нирования ракеты, по которым устанавливаются расчетные случаи и
выбираются коэффициенты безопасности.
При этом ракету-носитель рассматривают как абсолютно жесткое
тело, а упругость конструкции учитывают с помощью коэффициентов
динамичности, принимаемых, например, из предшествующего опыта и
предварительного анализа компоновочной схемы. Вибрационные и акус-
тические нагрузки, подвижность жидкости в баках, особенности на-
земной эксплуатации на ранних этапах не учитывают или ориентируют-
ся на характеристики прототипов, так как их влияние на массовые
характеристики PH не является определяющим, а объем вычислитель-
ных работ при этом значительно сокращается.
Исходные данные для разработки конструкции, кроме геометричес-
ких характеристик, определяемых из компоновочной схемы, и нагру-
зок, содержат рабочие температуры, требования к жесткости и массо-
во-инерционным характеристикам, характеристики конструкционных ма-
териалов и технологические особенности, требования по точности из-
готовления отдельных агрегатов и их сборки, компоновке аппаратуры,
зон и мест обслуживания, расположению заправочных горловин и сты-
ковочных электро- и пневмоколодок, обеспечивающих связь с наземным
комплексом и т.п. Регламентируют массово-инерционные и геометри-
ческие характеристики PH теоретический чертеж и массовая лимитная
сводка.
Теоретический чертеж определяет геометрические формы PH, коор-
динаты расположения ее основных частей и ее аэродинамические обво-
ды. Теоретический чертеж ракетных блоков содержит не только обводы
основных отсеков, но и характеристики всех выступающих элементов,
обтекателей, координаты заборников компонентов топлива, прокладку
магистральных трубопроводов, форму и взаимное расположение топлив-
ных баков, координаты размещения двигателей и осей их поворота,
размещение опор для установки PH на стартовое сооружение, схему
межблочных связей и т.д.
Массовая лимитная сводка, включающая массы элементов конструк-
ции и агрегатов PH, начиная с момента своего составления и до
окончания летно-конструкторских испытаний, является основным доку-
ментом, регламентирующим массовые характеристики PH.
Исходя из компоновочной и конструктивно-силовой схем аппарата в
целом и значений действующих на них нагрузок, выполняются проекти-
ровочные расчеты, позволяющие определить достаточно достоверные
массовые характеристики элементов конструкции. При этом в первую
очередь рассматриваются принципиальные силовые элементы конструк-
ции. В частности, для топливных баков выбирают конструктивное ис-
394
полнение обечайки (гладкая или подкрепленная), используя для срав-
нения упрощенные методики (см. гл. 3) и ориентируясь в первую оче-
редь на массовые показатели качества. Для подкрепленных конструк-
ций определяют параметры силового набора до уровня, позволяющего
сравнить такое решение с гладкой обечайкой, например, по эквива-
лентной толщине. В процессе выбора конструктивного исполнения ос-
новных силовых элементов принимается решение и по материалам этих
элементов.
После расчета нагрузок, действующих на PH как на абсолютно
жесткое тело, и прочности основных элементов конструкции определя-
ют характеристики жесткости и разрабатывают динамическую схему PH,
что обеспечивает повторный расчет нагрузок, учитывающих динамичес-
кие свойства конструкции и параметры автомата стабилизации. На ос-
новании этого расчета уточняют значения принятых в первом прибли-
жении коэффициентов динамичности, которые могут быть использованы
при дальнейшем анализе.
Не останавливаясь на деталях, отметим, что параллельно с пере-
численными выше работами формируются исходные данные для модерни-
зации доработки экспериментальной (стендовой) базы. По существу,
это комплексная программа экспериментальной отработки, содержащая
требования к характеристикам установок стендовой базы. В частнос-
ти, программа экспериментальной отработки предусматривает отработ-
ку прочности (модельные и натурные испытания), динамики конструк-
ции, систем разделения и сброса отделяемых элементов, а также
частные программы отработки отдельных узлов и агрегате®, исследо-
ваний свойств материалов в условиях, близких к эксплуатационным.
Кроме того, в это же время формируются исходные данные для произ-
водственно-технологического комплекса, в которые содержат данные о
предполагаемом конструктивном исполнении PH и методах ее изготов-
ления, обшие сведения о габаритных размерах и составе ракетных
блоков и т.д. Наиболее содержательной в этой части является подго-
товка производства, включающая: разработку маршрутной технологии;
проектирование и изготовление технологической оснастки, специаль-
ного оборудования, средств механизации и контроля; разработку тех-
нологического процесса изготовления PH; планировку цехов, рекон-
струкцию предприятия и при необходимости капитальное строи-
тельство.
Следует обратить внимание на взаимосвязь процесса формирования
компоновочной и конструктивно-силовой схем и процесса разработки
директивной технологии. С одной стороны, результаты работ над ком-
поновкой входят в состав исходных данных для подготовки производ-
ства; с другой стороны, результаты работ над директивной техноло-
395
гией влияют на выбор конструктивно-технологических решений, пред-
определяя по необходимости пересмотр принятых решений по компонов-
ке и конструктивно-силовой схеме. Разработка маршрутной техноло-
гии достаточно продолжительный процесс, требующий данных по кон-
струкции, получаемых не только на стадии технического проекта, но
и на стадии разработки рабочей документации.
Для конструктора стадия разработки рабочей документации - это,
в первую очередь, разработка конструкторской документации - наибо-
лее трудоемкая и ответственная задача. К началу разработки конст-
рукторской документации для каждого отсека PH с достаточной полно-
той определены предъявляемые к нему требования и условия работы,
а также выполнен предварительный анализ возможных вариантов его
конструктивно-силовой схемы и технологии изготовления. Первой
задачей на этом этапе является продолжение поиска оптимальной кон-
струкции и технологии изготовления, начатого на этапе разработки
компоновочной схемы. Решение этой задачи включает в себя проработ-
ку вариантов конструкции, расчет на прочность и оптимизацию ее па-
раметров, выбор конструкционных материалов, анализ технологии из-
готовления, стоимости производства, экспериментальной отработки и
т.п. Нередко решение этих вопросов также вызывает пересмотр и уто-
чнение принятых ранее характеристик отсека, что требует проведе-
ния анализа их влияния на другие элементы PH и ее общие характери-
стики.
На этой же стадии проводят экспериментальные исследования, в
первую очередь относящиеся к проблемам внедрения новых конструк-
тивно-силовых схем, конструкционных материалов, новых технологиче-
ских процессов, новых условий эксплуатации и т.д.
Заключительной фазой разработки конструкторской документации
является определение фактических характеристик и работоспособности
отсеков и агрегатов PH в диапазоне параметров внешних условий,
оговоренных в требованиях. Фактические характеристики и работоспо-
собность конструкции определяют расчетным и экспериментальными ме-
тодами, для чего проводят расчеты на прочность и жесткость, опре-
деление температур элементов конструкции, уточнение динамической
модели отсеков и агрегатов, динамических нагрузок, а также стати-
ческие и динамические испытания отдельных узлов, отсеков и агрега-
тов, тепловые испытания теплозащитных покрытий. В результате уточ-
няется конструкция отсеков и агрегатов, вносятся изменения в кон-
структорскую документацию, определяются фактические значения мас-
совых характеристик разрабатываемых отсеков PH и уточняются требо-
вания к их производству.
Параллельно с разработкой конструкторской документации и по ее
396
завершении продолжаются экспериментальные работы над ракетой-
носителем, отрабатывается технология ее изготовления, увязываются
параметры PH и стартового комплекса. С этой целью изготавливается
определенное число модельных, макетных и натурных образцов отсеков
агрегатов и PH в целом, создаются или модифицируются стенды для
отработки систем отделения сбрасываемых элементов конструкции,
систем спасения многоразовых элементов, огневых испытаний ДУ
и т.д.
Завершается создание PH проведением нескольких серий испытаний,
которые принято разделять на наземные (статические и динамические)
и летные. Статические испытания проводят в основном для отсеков и
сборок из-за необходимости учета взаимного влияния стыкуемых агре-
гатов и выявления действительной несущей способности и жесткости
конструкции, по результатам которых проводят анализ работы кон-
струкции и при необходимости разрабатывают мероприятия по ее дора-
ботке. Динамические испытания проводят как для отдельных элементов
конструкции, так и для PH в целом с целью определения значений
обобщенных жесткостей, коэффициентов демпфирования и т.д. Так же
как и в предыдущем случае, по результатам испытаний дорабатывается
конструкторская документация, корректируются параметры PH и уточ-
няется технологическая документация на изготовление летного образ-
ца ракеты-носителя. И, наконец, производятся летно-конструкторские
испытания, в процессе которых окончательно устраняются недоработ-
ки (неустраненные на предыдущих этапах) и уточняются тактико-
технические характеристики PH.
Анализ результатов испытаний, особенно при их неблагоприятном
исходе, может привести к серьезным изменениям в конструкции, про-
ведению дополнительных стендовых испытаний и т.д. Но это не един-
ственная задача испытаний. Не менее важной является задача опреде-
ления запасе», заложенных в конструкцию, уточнения расчетных мето-
дов и определения возможности уменьшения выявленных запасов с це-
лью улучшения летно-технических характеристик ракеты-носителя.
Продолжительность проектно-конструкторских работ по созданию PH
исчисляется годами. И несмотря на накопленный опыт, значительного
сокращения времени разработки не ожидается. Такая ситуация объяс-
няется прежде всего уникальностью каждой вновь создаваемой ракеты
и стремительно возрастающей сложностью каждого последующего поко-
ления PH по сравнению с предыдущими. По оценкам специалистов, она
удваивается каждые 10 - 15 лет. Среднее число элементов в совре-
менной ракете составляет в настоящее время десятки тысяч, а стои-
мость создания современных PH достигает нескольких миллиардов
рублей.
397
При сохранении традиционной технологии ведения проектно-
конструкторских работ число специалистов (проектировщиков, кон-
структоров, технологов и т.д.) с учетом наметившихся тенденций в
развитии ракетной техники должно увеличиваться к концу XX века не
менее чем на два порядка.
Кроме того, требование сокращения сроков разработки вступает в
явное противоречие с требованиями повышения качества создаваемых
аппаратов. В этих условиях может оказаться, что принимаемые реше-
ния далеки от наилучших, а времени для проработки новых вариантов
не имеется.
Изложенные обстоятельства убедительно иллюстрируют необходи-
мость перехода на принципиально новые, более прогрессивные и про-
изводительные методы проектирования, основанные на использовании
достижений в области вычислительной техники, прикладной математи-
ки, геометрии и т.д., т.е. перехода к автоматизированному проекти-
рованию и конструированию. Реализация этих методов привела к соз-
данию вначале систем автоматизированного проектирования (САПР), а
несколько позднее и систем автоматизированного конструирования. И
если системы автоматизированного проектирования за последние де-
сять лет получили достаточно большое признание и широко внедряются
во всех отраслях науки и техники, то системы автоматизированного
конструирования по ряду причин начали приходить на вооружение ин-
женеров только во второй половине 80-х гг.
Зарубежный и отечественный опыт применения систем автоматизиро-
ванного проектирования и конструирования указывает на возможность
существенных сокращений сроков подготовки конструкторской докумен-
тации, повышения качества объектов за счет сравнения большего чис-
ла возможных вариантов конструкции и использования более сложных
методик расчета характеристик и выбора параметров конструкции.
Ориентируясь на применение САПР, следует иметь в виду, что ЭВМ
не подменяют конструктора, а являются его партнером, а точнее,
"расторопным помощником”, оставляя за конструктором право на твор-
ческую инициативу и принятие решений, беря на себя так называемые
"рутинные” операции, связанные с поиском информации, стандартными
расчетами различной информации, включая графическую и т.д.
В общей совокупности проблем автоматизации проектно-конструк-
торских работ проблема автоматизированного конструирования пред-
ставляется одной из самых сложных. Конструирование деталей, узлов,
агрегатов и PH в целом считается и до настоящего времени процес-
сом, основанным всецело на опыте и интуиции конструктора и потому
трудно поддающимся автоматизации. Однако именно конструирование
PH, отличающееся широтой и многообразием своих задач, трудоемкос-
398
тью и в конечном счете определяющее качество вновь создаваемого
изделия, требует концентрации усилий специалистов по ракетострое-
нию и вычислительной технике при создании САПР.
Очевидно, что первоначальные разработки методики САПР базирова-
лись на сложившихся за многие годы традиционных методах проектиро-
вания и конструирования, которые, может быть, не всегда рациональ-
ны при использовании ЭВМ. Но по мере накопления опыта, методичес-
ких материалов, совершенствования ЭВМ будут реализовываться все
более новые принципы и методы создания конструкции вплоть до соз-
дания больших отраслевых систем коллективного проектирования. Бу-
дут изменяться и те виды работ, которые казались мало удобными для
выполнения с помощью ЭВМ. Расширится круг задач, решаемых в рамках
САПР, куда войдут задачи, ранее оставляемые на экспериментальную
доработку. С помощью САПР такие задачи могут быть обусловлены тео-
ретически, путем машинного эксперимента. Это позволит значительно
сократить натурные физические эксперименты и доводку конструкции
при испытаниях. Видоизменится также документация и способы ее вы-
полнения. С одной стороны, это связано с самими методами автомати-
зированного конструирования, а с другой - с методикой использова-
ния, комплектования и хранения документации на изделие. Например,
бумажная документация может быть заменена записью на магнитные
ленты, которая во много раз экономичнее.
Следует отметить, что первый период накопления опыта и создания
материальной базы САПР, внедрения и освоения в производстве, обу-
чения пользователей связан со значительными затратами и малой от-
дачей средств, направляемых на развитие САПР. Этот период неизбе-
жен. Зато последующее развитие, технический и экономические эффек-
ты применения САПР должны иметь быстропрогрессируюший характер.
Проблема разработки принципов и методов автоматизированного
конструирования включает в себя такие понятия, как алгоритм проек-
тирования, взаимодействие человека и технических средств САПР,
состав и структура САПР и т.д. Ниже рассматриваются основные из
них.
САПР (в соответствии с ГОСТ 23501.0-79) - организационно-
техническая система, состоящая из комплекса средств автоматизации
проектирования, взаимосвязанного с подразделениями проектной орга-
низации, выполняющей автоматизированное проектирование. При этом
автоматизированным называется проектирование, при котором отдель-
ные преобразования описаний объекта и (или) алгоритм его функцио-
нирования, а также представление описаний на различных языках осу-
ществляются путем взаимодействия человека с ЭВМ (ГОСТ 22487-77).
Таким образом, основу САПР составляет комплекс средств автома-
399
тизации, который можно представить как совокупность технических
средств информационного, программного, методического и организаци-
онного обеспечения. Функционирование системы осуществляется в про-
цессе взаимодействия комплекса с разработчиками, а также с коллек-
тивом обслуживающего персонала, обеспечивающим работоспособность и
развитие системы.
Технические средства САПР представляют собой набор аппаратных
средств вычислительной и организационной техники, предназначенных
для ввода информации в систему, ее обработки, передачи и хранения,
а также вывода во внешнюю среду. Кроме того, в состав технических
средств входит вспомогательное оборудование (блоки энергопитания,
система кондиционирования и т.д.). Технические средства современ-
ных отечественных САПР формируются на базе ЭВМ серии ЕС и СМ. ЕС
ЭВМ позволяют создавать, благодаря стандартизации их периферийных
устройств, многопроцессорные и многомашинные комплексы, структура
и состав которых определяются назначением САПР.
Комплектация технических средств в первую очередь определяется
характером решаемых в рамках САПР задач. Одной из наиболее прог-
рессивных форм комплектации является создание автоматизированных
рабочих мест (АРМ), представляющих собой комплекс технических и
программных средств, предназначенный для решения определенного
класса задач, например задач конструирования машиностроения
(АРМ-М).
Учитывая перспективность такого подхода в комплектации техниче-
ских средств, остановимся несколько подробнее на описании автома-
тизированного рабочего места.
АРМ является диалоговым графическим комплексом проектирования,
предназначенным для автоматизации решения научных, инженерно-
технических, проектно-конструкторских задач подготовки, преобразо-
вания, редактирования текстовой и графической информации в процес-
се взаимодействия пользователя с системой автоматизированного про-
ектирования.
АРМ является средством коллективного пользования и может уста-
навливаться непосредственно в конструкторских бюро и лабораториях,
проектирующих широкий круг изделий. Таким образом, каждое рабочее
место может использоваться большим количеством проектировщиков,
занятых непосредственно творческой работой.
Технические средства и системное программное обеспечение АРМ
делают его пригодным для ввода, обработки и вывода любого вида
графической и текстовой информации.
Набор технических средств, включаемых в состав АРМ, пакет прик-
ладных программ, содержание информационной базы, которая формиру-
400
Рис. 12.2. Состав оборудования автоматизированного рабочего места
конструктора
ется пользователем для конкретных задач, - все это определяет спе-
циализацию комплекса.
В состав АРМ входит мини-ЭВМ, призванная выполнять роль перифе-
рийного центра обработки информации. Мини-ЭВМ должна обеспечить:
синтаксический контроль входных данных;
управление работой периферийного оборудования;
хранение на внешних устройствах локальных баз данных.
Ядро АРМ - это процессор мини-ЭВМ, поэтому для эффективного ис-
пользования вычислительных мощностей АРМ целесообразно мини-ЭВМ
"связать” с центральной ЭВМ.
Центральная ЭВМ должна осуществлять:
хранение больших (центральных) баз данных;
хранение системных и прикладных библиотек программ;
выполнение операций большого времени счета;
компилирование больших программ и т.д.
Вычислительная система, состоящая из мини-ЭВМ и центральной
ЭВМ, хороша тем, что, с одной стороны, мини-ЭВМ уменьшает нагрузку
на основную ЭВМ, беря на себя функции взаимодействия с пользовате-
лем и регенерацию изображения для дисплея, а с другой стороны,
401
благодаря линиям связи с большой ЭВМ, имеет доступ к центральной
машине. В этом случае мини-ЭВМ называют "интеллектуальным терми-
налом”.
Из сказанного следует, что АРМ может работать в двух режимах: в
автономном и в режиме взаимодействия с центральной ЭВМ.
Широкий набор терминального оборудования предназначен для реа-
лизации возможностей взаимодействия проектировщика с ЭВМ. По наз-
начению терминальное оборудование АРМ можно разделить на средства:
оперативного взаимодействия (графический и алфавитно-цифровой
дисплеи, пишущие машинки, телетайпы):
документирования (графопостроитель планшетного и рулонного типа
АЦПУ):
ввода и кодирования графической информации (устройства кодиро-
вания графической информации).
На рис. 12.2 представлен в схематическом виде набор терминально-
го оборудования, из которого может быть сформировано автоматизиро-
ванное рабочее место для решения конкретных задач.
Программное обеспечение - это комплекс программ, реализующих
функционирование технических средств САПР на всех режимах их рабо-
ты. Программное обеспечение принято делить на два больших класса:
системное (базовое) и прикладное (специализированное). В состав
системного программного обеспечения входят программные средства,
поставляемые вместе с ЭВМ и являющиеся базовыми для всех категорий
пользователей вычислительных машин данной серии. Они предназначены
для организации работы вычислительного комплекса как универсальной
системы обработки данных.
Проектно-конструкторские задачи решаются с помошью прикладного
программного обеспечения. Это обеспечение пользователи либо созда-
ют сами, либо получают из других родственных организаций. По суще-
ству, такое обеспечение представляет собой совокупность документов
с текстами программ и программы на машинных носителях, реализующие
математическую модель, разработанную для решения прикладных задач.
Информационное обеспечение - это совокупность всех необходимых
для проектирования данных, определенным образом организованных для
удобного управления ими. Компонентами информационного обеспечения
являются документы, содержащие описание стандартных проектных про-
цедур, типовых проектно-конструкторских решений, унифицированных и
стандартных элементов и комплектующих изделий, характеристики ма-
териалов и другие справочные и нормативные данные, а также файлы и
блоки данных на машинных носителях, обеспечивающие информационную
базу САПР. По современным представлениям наиболее перспективной
формой организации информационного обеспечения САПР являются спе-
402
анализированные банки данных. Их можно определить как систе-
му программных, языковых, технических и организационных
средств и самих хранимых данных, обеспечивающую целенаправ-
ленное и коллективное использование информации, а также ее
пополнение, хранение и защиту от несанкционированного исполь-
зования.
Методическое обеспечение - это набор необходимых документов,
регламентирующих состав, правила отбора и эксплуатации средств ав-
томатизированного проектирования. Из состава методического обеспе-
чения можно выделить математическое и лингвистическое обеспечение.
Математическое обеспечение включает в себя теорию, методы, матема-
тические модели и алгоритмы проектирования. Лингвистическое обес-
печение определяется набором языков, с помощью которых пользова-
тель общается с системой. Создание САПР потребовало разработки
специальных проблемно-ориентированных языков, удобных для различ-
ных категорий пользователей САПР, с учетом основных операций и
структур данных, характерных для соответствующих областей приме-
нения.
Организационное обеспечение - это совокупность нормативных
материалов, необходимых для разработки, внедрения и эксплуатации
системы автоматизированного проектирования.
Представленная выше структура САПР и содержание ее основных
составляющих (видов обеспечения) являются инвариантными по отноше-
нию как к объектам, так и к этапам их разработки, а содержание
системы определяется уже конкретной задачей по отношению к конк-
ретному изделию. В этой связи сформулируем в общем виде задачу
конструирования: по заданным нагрузкам, действующим на элемент ле-
тательного аппарата, и внешним геометрическим обводам определить
параметры и получить рабочий чертеж конструкции, удовлетворяющей
требования по массе, работоспособности, прочности, долговечности,
технологичности и т.д. Формально задача выбора параметров констру-
кции есть задача математического программирования, так как число
параметров конструкции, как правило, превышает число уравнений,
описывающих поведение конструкции. Для ракетных конструкций в ка-
честве ограничений, описывающих связи параметров, выступают урав-
нения, определяющие прочность конструкции под действием заданных
нагрузок. Ограничения на параметры могут определяться также компо-
новочными и технологическими требованиями. В качестве критерия со-
вершенства конструкции могут рассматриваться масса, технологич-
ность, стоимость и др. Однако не всегда может быть сформулирован
единственный формальный критерий качества конструкции. Обычно в
таком случае рациональное решение находят путем сравнения вариан-
403
тов, в каждом из которых ряд параметров фиксируется по усмотрению
конструктора. .
Отличительной особенностью задачи выбора рациональных парамет-
ров конструкции является наличие среди переменных как непрерывно
изменяющихся, так и дискретных. В этих условиях построение регу-
лярного метода поиска оптимального решения затруднено и приходится
строить эвристические алгоритмы, используемые для решения конкрет-
ной задачи.
При автоматизированном конструировании возникает проблема фор-
мализованного описания конструкции. Одним из возможных решений
этой проблемы является метод типовых решений, в котором алгоритмы
конструирования ориентированы на поиск рациональных параметров ти-
повых конструкций, выработанных многолетним опытом конструкторских
организаций. Однако метод типовых решений не позволяет получить
конструкцию, топология или упругие свойства которой не описываются
принятой расчетной моделью. В таком случае альтернативой методу
типовых решений может быть метод типовых операций, в котором рас-
четная модель рассматриваемого элемента или узла конструкции
отсутствует, а поиск решения осуществляется последовательным при-
менением типовых операций по решению геометрических, кинематичес-
ких и прочностных задач. Очевидно, что при этом на каждом шаге мо-
гут выполняться простейшие операции, а вся процедура реализуется
только в режиме диалога ’’человек - ЭВМ”. Такой спектр требуемых
решений проблем предопределяет наличие в составе прикладного прог-
раммного обеспечения программ решения проектировочных, прочност-
ных, геометрических задач, программ, реализующих метод конечных
элементов, программ оптимизации и т.д.
Поскольку в процессе работы конструктор вынужден привлекать об-
ширный справочный материал, необходимой составляющей программного
и информационного обеспечения являются средства поиска информации,
опирающиеся на каталоги конструктивных решений нормализованных уз-
лов, деталей и полуфабрикатов.
Основным видом конструкторской документации в настоящее время
является чертеж, который, по-видимому, сохранит свое значение и в
автоматизированном конструировании, несмотря на возможность изго-
товления деталей на оборудовании с числовым программным управлени-
ем на основе информации, полученной от программы выбора парамет-
ров, минуя чертеж. Поэтому очень важной составляющей программного
обеспечения является машинная графика, которая должна обеспечивать
изображение деталей узлов, а также оформлять чертеж в соответствии
с требованиями ЕСКД.
В заключение следует обратить внимание на то, что изолированная
404
САПР может оказаться пригодной только для получения локальных вы-
игрышей, что не гарантирует эффекта на глобальном уровне. Отсюда
следует, что целесообразно создавать комплексные автоматизирован-
ные системы, объединяющие процессы проектирования и конструирова-
ния нового изделия с процессом его автоматизированного изго-
товления.
При создании таких комплексных систем кроме формирования гео-
метрических образов изделия весьма существенными являются также
еще две: система планирования производственного процесса, а также
система создания и использования библиотеки чертежей деталей.
Планирование производственного процесса предусматривает решение
вопроса о том, как изготавливать спроектированное изделие, т.е.
определение последовательности этапов изготовления изделия. Для
решения этой задачи разработчикам технологических процессов в ос-
новном требуется информация в виде комплекта чертежей и описания
существующего производственного оборудования.
Создание и использование библиотеки деталей изделия заключается
в формировании в памяти ЭВМ файлов со списками деталей аппарата,
которые становятся центром технического и административного конт-
роля создаваемого объекта. Значимость этих работ объясняется тем,
что наличие библиотек изделий позволяет осуществлять управление
процессом проектирования и изготовления, обеспечивать информацией
руководителей и исполнителей всех этапов создания аппарата, начи-
ная от этапа проектирования до производства во всех звеньях.
405
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. АВДОНИН А. С. Расчет на прочность космических аппаратов. М. :
Машиностроение, 1979. 200 с.
2. АВДОНИН А. С., Фигуровский В. И. Расчет на прочность лета-
тельных аппаратов: Учеб, пособие для высших учебных заведений. М. :
Машиностроение, 1985. 440 с.
3. Александров В. Г., Базанов Б. И. Справочник по авиационным
материалам и технологии их применения. М. : Транспорт, 1979. 263 с.
4. Алферов Т. К-. Амиров Ю. Д., Волков П. Н. Технологичность
конструкций изделий: Справочник. М. : Машиностроение, 1985. 368 с.
5. Андреев Л. В. В мире оболочек: От живой клетки до космичес-
кого корабля. М. : Знание, 1986. 176 с.
6. Белый В. А,, Пинчук Л. С. Введение в материаловедение герме-
тизирующих систем. Минск: Наука и техника, 1980. 340 с.
7. Берлин А. А., Шутов Ф. А. Пенополнмеры на основе реакционно-
способных олигомеров. М. : Химия, 1978. 296 с.
8. Берлин А. А., Шутов Ф. А. Упрочненные, газонаполненные пласт-
массы. М. : Химия, 1980. 222 с.
9. Быков А. Ф. Арматура с шаровыми затворами для гидравлических
систем. М. : Машиностроение, 1971. 172 с.
10. ГеЙТВУД Б. Е. Температурные напряжения/ Пер. с англ.;/ Под
ред. Н. И. Григоровского. М. : ИЛ, 1959 . 350 с.
11. Гиммельфарб А. Л. Основы конструирования в самолетострое-
нии: Учеб, пособие для высших авиационных учебных заведений/ Ред.
А. В. Кожина. 2-е изд., перераб. и доп. М. : Машиностроение, 1980.
367 с.
12. Гладкий В. Ф. Динамика конструкции летательного аппарата.
М. : Наука, 1969. 495 с.
13. ЖИДКИЙ водород: Сб. статей/ Под ред. М. П. Малкова. М. :
Мир, 1969.
14. Егер С. М., Лисейцев Е. К-, Самойлович О, С. Основы автома-
тизированного проектирования самолетов: Учеб. пособие для студен-
тов авиационных специальностей вузов. М. : Машиностроение, 1986.
232 с.
15. Каганер М. Г. Тепломассообмен в низкотемпературных тепло-
изоляционных конструкциях. М. : Энергия, 1979. 256 с.
16. Каменев Е. И., Мясников Г. Д., Платонов М. П. Применение
пластических масс: Справочник. Л.: Химия, 1985. 448 с.
17. Кан С. Н., Свердлов И. Н. Расчет самолета на прочность. М. :
Машиностроение, 1966. 519 с.
406
18. Колесников К. С., Козлов В. И., Кокушкин В, В. Динамика
разделения летательных аппаратов. М. : Машиностроение, 1977. 224 с.
19. Композиционные материалы в конструкции летательных аппара-
тов/ Пер. с англ. М. : Машиностроение, 1975. 143 с.
20. КОНСТРУКЦИЯ и проектирование космических летательных аппа-
ратов: Учебник для средних специальных учебных заведений/
Н. И. Паничкин, Ю. В. Слепушкнн, В. П. Шникии. М. : Машиностроение.
1986. 344 с.
21. КОНСТРУКЦИЯ управляемых баллистических ракет/ Под ред.
А.М. Синюкова, Н. И. Морозова. М.: Воениздат, 1969. 444 с.
22. Кузнецов А. А., Золотов А. А., Комягин В. А. Надежность ме-
ханических частей конструкции летательных аппаратов. М. : Машино-
строение, 1979. 144 с.
23. ЛИЗИН В. Т,, ПЯТКИН В. А, Проектирование тонкостенных кон-
струкций. 2-е изд. , перераб. и доп. М. : Машиностроение, 1985.
344 с.
24 . Материаловедение: Учебник для вузов/ Б. Н. Арзамасов, И. И.
Сидорин, Г. Ф. Косолапов н др. ; Под общ. ред. Б. Н. Арзамасова.
2-е изд. , испр. и доп. М. : Машиностроение, 1986. 384 с.
25. Николаев Г. А., Куркин С. А. Сварные конструкции: Прочность
сварных соединений и деформации конструкций: Учеб. пособие. М. :
Высшая школа, 1982. 272 с.
26. Новиков Н. В., Майстренко А. Л., Ульяненко А. П. Конструк-
ционная прочность при низких температурах. Киев: Наукова думка,
1979. 232 с.
27. НОВИЦКИЙ Л. А., Кожевников И. Г. Теплофизические свойства
материалов при низких температурах: Справочник М. : Машиностроение,
1975. 216 с.
28. Образцов И. Ф., Васильев В. В., Бунаков В. А. Оптимальное
армирование оболочек вращения из композиционных материалов. М. :
Машиностроение, 1977. 143 с.
29. Основы автоматизированного проектирования двигателей лета-
тельных аппаратов: Учеб. пособие для студентов авиационных специ-
альностей вузов/ Д. В. Хроннн, В. И. Баулин, Ю. П. Кирпикии и др. :
Под ред. Д. В. Хронина. М. : Машиностроение, 1984. 184 с.
30. Орлов П. И. Основы конструирования: Справочно-методическое
пособие: В 3 ки. М. : Машиностроение, 1977. Кн. 3. 360 с.
31. Основы проектирования и изготовления конструкций летатель-
ных аппаратов из композиционных материалов: Учеб. пособие/
В. В. Васильев, А. А. Добряков, А. А. Дудченко и др. М. : МАИ.
1985. 218 с.
407
32. Основы проектирования летательных аппаратов (транспортные
системы): Учебник для втузов/ В. П. Мишин, В. К. Безвербный,
Б. М. Панкратов и др. ; Под ред. В. П. Мишина. М. : Машиностроение,
1985. 360 с.
33. ОСНОВЫ строительной механики ракет: Учеб, пособие для ву-
зов/ Л. И. Балабух, К. С. Колесников, В. С. Зарубин и др. М. : Выс-
шая школа, 1969. 496 с.
34. Павлов В. А. Пенополистирол. М.: Химия, 1973. 239 с.
35. Пластики конструкционного назначении (реактопласты)/ Под
ред. Е. Б. Тростяиской. М. : Химия, 1974. 304 с.
36. Пневмогидравлические системы двигательных установок с жид-
костными ракетными двигателями/ В. Н. Челомей, Д. А. Полухин,
Н. Н. Миркин и др. : Под ред. В. Н. Челомея. М. : Машиностроение,
1978. 240 с.
37. Полухин Д. А., Орещенко В. М., Морозов В. А. Отработка
пневмогидросистем двигательных установок ракет-носителей и косми-
ческих аппаратов с ЖРД. М. : Машиностроение. 1987. 248 с.
38. Проектирование, расчет н испытания конструкций ИЗ компози-
ционных материалов. Вып. 1. М. : ЦАГИ, 1973. 197 с.
39. Проектирование, расчет и испытания конструкций из компози-
ционных материалов. Вып. IV. М. : ЦАГИ, 1975. 111 с.
40. Промышленные алюминиевые сплавы: Справочное издание/ С. Г.
Алиева, М. Б. Альтман, С. М. Амбарцумян и др. 2-е изд., перераб. и
доп. М. : Металлургия. 1984. 528 с.
41. ПРОЧНОСТЬ, устойчивость, колебания: Справочник: В 3-х т./
Под общ. ред. И. А. Биргера, Я. Г. Пановко. М. : Машиностроение,
1968. Т. 1. 831 с.; т. 2. 580 с.: т. 3. 567 с.
42. Разумеев В. Ф., Ковалев Б. к. Основы проектирования баллис-
тических ракет на твердом топливе. М. : Машиностроение. 1976.
356 с.
43. Ракеты-НОСИТели/ В. А. Александров, В. В. Владимиров,
Р. Д. Дмитриев и др.; Под общ. ред. С. Р. Осипова. М.: Воеинздат,
1981. 315 с.
44. Расчет трехслойных конструкций: Справочник/ В. Н. Кобелев,
Л. М. Коварский, С. И. Тимофеев; Под общ. ред. В. Н. Кобелева.
М. : Машиностроение, 1984. 304 с.
45. Солнцев Ю. П., Степанов Г. А. Материалы в криогенной техни-
ке: Справочник/ Л.: Машиностроение, 1982.
46. Структура и свойства полуфабрикатов из алюминиевых сплавов
Справочное издание/ 3. Н. Арчакова, Г. А. Балахонцева, И. Г. Басс
ва и др. 2-е изд., перераб. и дон. М. : Металлургия, 1984. 408 с.
408
47. Тарабасов Н. Д., У чаев П. Н. Проектирование деталей и узлов
машиностроительных конструкций: Справочник. М. : Машиностроение,
1983. 239 с.
48. Тарасевич Р. М. Методы и средства проверки герметичности
узлов, отсеков и систем летательных аппаратов. М. : МАИ, 1974.
231 с.
49. Теплообмен и тепловой режим космических аппаратов/ Под ред.
Дж. Лукаса. М. : Мир, 1974. 543 с.
50. Технология выполнения высокоресурсных заклепочных и болто-
вых соединений в конструкциях самолетов/ А. И. Ярковец, О. С. Си-
роткин, В. А. Фирсов, Н. М. Киселев. М. : Машиностроение, 1987.
192 с.
51. Шульженко М. Н. Конструкция самолетов. 3-е изд., перераб. и
дон. М. : Машиностроение, 1971. 416 с.
409
предметный указатель
Автоматизация конструкторских
работ 398
амплитуда колебаний 68,69
арматура 126
Бак горючего 15,84
— гладкий 84
— криогенный 149
— несущий 83
— окислителя 15,84
— подвесной 83
— сферический 84,123
— топливный 83
— торовый 84,119
— цилиндрический 84,91
балка 316, 319, 321
блок разгонный 14
Волокна бора 381
— органические 381
— стеклянные 380
— углеродные 382
вырезы 138
Гаргрот 141,378
герметизация 167
герметичность топливных ба-
ков 87, 180
гибкость 5
груз полезный 285
Давление внешнее 52, 218
— гидростатическое 80, 90, 147
— избыточное 92, 218
— наддува 52, 89
— опрессовки / 48
деформация 8
.410
днище 90, 106
— совмещенное 110
— сферическое 106
— торосферическое 112
— эллиптическое 111
документация 392 , 396
Жесткость изгибная 9
— корпуса 8
— на растяжение 8
— на сдвиг 8
— удельная 42
Задание техническое 392
заклепка 34
замок шариковый 299, 354
запас прочности 98
— устойчивости 98
заполнитель 246
защита донная 256
Испытание динамическое 48 , 397
— конструкторско-доводочное 48,
282
— конструкций 46
— контрольно-выборочное 49
летио-конструкторское 47, 394,
397
— на герметичность 147, 203
— статическое 47, 282, 397
Конструкция 5
конструкции литые 19
конструкция многослойная 208,
247
— монолитная 19
— наборная 19
компенсаторы 130 коэффициент безопасности 6, 394 — динамичности 66, 394 — линейного расширения темпера- турный 168, 250 — податливости 331 — сварного шва 43, 97 — теплообмена 73 конструкция рамная 316 критерий прочности Мизеса- Хилла 369 нагрузка эксплуатационная 6, 82 нагрев аэродинамический 72 — донной части 78 наполнитель армирующий 380 — сотовый 243 напряжение расчетное 41 — касательное 317 — критическое 41, 95 — разрушающее 41 нормирование требований по герметичности 187
кронштейн 316, 323 Обечайка 92
Лонжерон 271, 346 люк-лаз 138 линия жесткости 324 — вафельная 99 — гладкая 92 — гофрированная 22 — подкрепленная 18, 85, 19
Магистрали топливные 128 материалы волокнистые 382 — композиционные 46 , 379 , 358 — конструкционные 40, 142 — теплоизоляционные 162 матрица 364, 383 Маха число 289 модель упругости 214 — сдвига 241 момент инерции 318, 333, 338 — изгибающий 54, 86 — крутящий 324 монослой 373 мосты тепловые 151, 170 — трехслойиая 22 — цилиндрическая 91 обтекатель головной 360 обшивка 208, 209 окантовка 139 опрессовка 19, 147, 149 отсек гладкий 208 , 210 — гофрированный 212 — лонжеронный 208 — межбаковый / 6 — стрингерный 208, 210 - сухой 17, 207, 208 — топливный 16, 83 — ферменный 360
Набор поперечной силовой 85 — продольный силовой 85 нагружение тепловое 72, 176 — динамическое 52, 54, 56, 64 — статическое 52, 58 нагрузка акустическая 64, 394 — аэродинамическая 51 — ветровая 214 — инерционная 17 — расчетная 6, 82 Панель прессованная 20 — фрезерованная 20 — штамповочная 22 пенопласты 23, 243, 166 перегрузка 52 пироболт 353, 354 потеря устойчивости 85 местная 85, 103 общая 85, 103 пояс рамы 316
411
проект эскизный 392
профиль прессованный / / 7
прочность удельная 41
работоспособность 41, 93, 103
равиопрочиость 11, 321
разрушение баков хрупкое 156
ракета-носитель 5
расчет проектировочный 394
решение конструктивное 6
Сварка аргонодуговая 26
— контактная 26
свойства криогенных жидкостей
физические 150
сила аэродинамическая 49
— тяжести 50
сильфон / 30
система автоматизированного про-
ектирования (САПР) 398
случай расчетный 90, 394
соединение трубопроводов / 35
— болтовое 35 , 329
— клеевое 32
— клепаное 33
— неразъемное 135
— паяное 31
— разъемное 135
— сварное 26
— фланцевое 135, 326
стенка 316, 320
степень герметичности 181
стрингер 208
стык фланцевый 331
схема компоновочная 5, 6, 15,
394
— конструктивно - силовая 15, 18,
85 , 208 , 363, 394
— расчетная 7
толщина обечайки эквивалентная 10
требования аэродинамические 13
— к конструкции 9
— надежности 13
— эксплуатационные 13
трубопровод 128
труба тоннельная 136, 137
Уплотнения 194, 195
узел сухого отсека 259
удлиненный кумулятивный заряд
(УКЗ) 352
усилие затяжки 36, 329
условие работоспособности 241
— прочности 92
— устойчивости 92
устройство заборное 126, 141
утечка локальная 181
- суммарная 181
Факторы внутренние силовые 54
фитинг ферменного отсека 311,
378
фрезерное механическое 20
— химическое 20, 88
ферма 378
Центр масс 50
Частота колебаний 68, 69
Шаг заклепок 34, 266
шпангоут распорный 114
— стыковочный 107, 336
штырь направляющий 339 , 350, 375 1
Эквивалентная толщина обечайки |
101 |
эффективность массовая 85 I
Технологичность конструкции / /
толкатель пружинный 353 Ячейка оболочки вафельной 103
412
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение............................................................... 3
Глава 1. Методологические 1 основы конструирования
ракет-носителей........................................................ 5
1.1. Общие понятия о конструировании ракет-носителей..... 5
1.2. Требования, предъявляемые к конструкции..................... 9
1.3. Компоновочные и конструктивно-силовые схемы................ 14
' 1.4. Формирование конструкций корпусов........................... 18
I 1.5. Конструкционные материвлы.................................... 40
1.6. Роль испытаний в процессе создания конструкций............. 46
Глава 2. Нагрузки, действующие на ракету-носитель................... 49
2.1. Классификация и расчет внешних нагрузок..................... 49
2.2. Внутренние силовые факторы.................................. 54
2.3. Аивлиз динамического нагружения конструкции ракеты-но-
сителя .......................................................... 64
2.4. Тепловое нагружение корпуса................................. 72
2.5. Расчетные случаи нагружения. Понятие о коэффициенте
безопасности..................................................... 79
Глава 3. Конструирование топливных отсеков............................ 83
3.1. Классификация топливных отсеков............................ 83
3.2. Формирование конструктивно-силовых схем топливных ба-
ков 85
3.3. Конструктивное исполнение и расчет основных элементов
арматуры топливных баков.......................................... 126
3.4. Материалы и полуфабрикаты, используемые в конструкции
топливных баков................................................... 142
3.5. Испытания топливных баков................................. 146
Глава 4. Конструкция баков с криогенными компонентами.. 149
4.1. Особенности эксплуатации баков.............................. 150
4.2. Тепловые и силовые схемы топливных отсеков................ 153
4.3. Проектирование силовых элементов бака....................... 156
4.4. Теплоизоляционные материалы и конструкции................... 162
4.5. Тепловые мосты............................................. 170
4.6. Выбор параметров теплоизоляционного покрытия................ 176
413
Глава 5. Герметичность топливных баков.....................180
5.1. Основные понятия............................................ 180
5.2. Нормирование требований по герметичности.................... 187
5.3. Конструктивно-технологические средства обеспечения
герметичности...................................................... 191
5.4. Испытания топливных отсеков иа герметичность — ............ 203
5.5. Требования но герметичности в конструкторской докумен-
тации 205
Глава 6. Конструирование сухих отсеков.............................. 207
6.1. Классификация сухих отсеков............................... 207
6.2. Конструктивно-силовые схемы отсеков........................ 209
6.3. Формирование конструктивно-силовых схем отсеков...... 213
6.4. Выбор параметров теплозащиты отсеков....................... 24’
6.5. Конструирование узлов сухих отсеков........................ 259
6.6. Полуфабрикаты и материалы, используемые в конструкции
отсеков........................................................ 270
6.7. Конструкторско-доводочные испытания отсеков................ 282
Глава 7. Конструирование сбрасываемых обтекателей.................. 285
7.1. Основные требования. Схемы отделения....................... 285
7.2. Нагрузки. Расчетные случаи................................. 289
7.3. Анализ функционирования системы отделения.................. 291
7.4. Формирование конструктивно-силовой схемы отсека...... 295
7.5. Конструирование замков продольного стыка................... 297
7.6. Конструкторско-доводочные испытания сбрасываемых обте-
кателей ......................................................... 300
Глава 8. Конструирование ферменных отсеков........................ 302
8.1. Классификация отсеков.................................... 304
8.2. Формирование конструктивно-силовых схем................. 305
8.3. Конструктивное исполнение узлов и элементов ферменных
конструкций................................................... 307.
Глава 9. Рамы в конструкции ракет-носителей....................... 315
9.1. Формирование конструктивно-силовой схемы рам......... 316
9.2. Конструирование узлов и элементов рам..................... 319
Глава 10. Конструирование узлов соединения отсеков раке-
ты-носителя.................................................... 325
10.1. Типы соединений отсеков и требования, предъявляемые к
ним 325
414
10.2. Конструирование стыковочных шпангоутов и узлов соеди-
нения отсеков.................................................... 328
10.3. Конструктивное исполнение стыковочных узлов.............. 348
10.4. Элементы систем разделения ступеней ракеты - носителя. . 353
Глава 11. Особенности конструирования отсеков из компози-
ционных материалов.................................................. 358
11.1. Области применения композиционных материалов в кон-
струкции ракет-носителей......................................... 358
11.2. Формирование конструктивно-силовых схем отсеков... 362
11.3. Конструктивное исполнение элементов конструкций... 372
11.4. Полуфабрикаты и материалы, используемые в конструк-
I циях........................................................... 379
11.5. Изготовление и испытания отсеков......................... 384
Глава 12. Последовательность разработки конструкции. Ав-
томатизация конструкторских работ................................ 391
Список литературы................................................. 406
Предметный указатель................................................ 410
415