CC BY
8УДК 629.7.036.54-63.6:539.411
напряженно-деформированное СОСтОяНИЕ
и прочность сварной оболочки с тоннельной трубой
© 2016 г. Безмозгий И.м., Софинский А.Н., Чернягин А.г.
Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва (РКК «Энергия») Ул. Ленина, 4А, г. Королёв, Московская обл., Российская Федерация, 141070, e-mail: post@rsce.ru
Тонкостенные сварные оболочки — основной вид конструкции герметичных отсеков и топливных баков изделий ракетно-космической техники. Утяжки в процессе формирования сварного шва приводят к искажению формы оболочки и, как следствие, к существенному изменению ее напряженно-деформированного состояния, которое, в свою очередь, влияет на прочность и ресурс. В ракетных блоках с несущими баками в нижнем баке, как правило, встроена тоннельная труба для прохода к двигателю расходной магистрали второго компонента.
В статье на примере топливного бака рассмотрены особенности поведения оболочки с тоннельной трубой: искажение формы в результате сварочных утяжек, повышение уровня напряжений в сварном шве из-за искажения формы, снижение несущей способности и ресурса. Для выполнения расчетов построена конечно-элементная модель оболочки. Проведены расчетные исследования зависимости просадки фланца тоннельной трубы от поперечной усадки сварного шва, зависимости коэффициентов усиления напряжений от просадки фланца. Определено снижение несущей способности оболочки из высокопрочного материала. Расчетами с учетом геометрической и физической нелинейностей показано, что оболочка из высокопластичного материала не теряет прочности из-за искажения формы, но у нее снижается ресурс из-за повышенного уровня напряжений от циклически повторяющихся нагрузок. Указаны источники циклических нагрузок на всех этапах жизненного цикла изделия.
Ключевые слова: топливный бак, тоннельная труба, сварная оболочка, сварочные деформации, напряженно-деформированное состояние, прочность, ресурс.
MODE OF DEFORMATION AND STRENGTH OF WELDED SHELL WITH TUNNEL PIPE Bezmozgiy I.M., Soflnskiy A.N., Chernyagin A.G.
S.P. Korolev Rocket and Space Public Corporation Energia (RSC Energia) 4А Lenin str., Korolev, Moscow region, 141070, Russian Federation, e-mail:post@rsce.ru
Thin-walled welded shells are the main type of structures for pressurized modules and propellant tanks in rocket and space engineering.
Shrinking in process of shaping the welded seam leads to a distortion of the shape of the shell and, as a consequence to an essential change in the mode of deformation, which, in its turn, affects the strength and the service life.
Stages with load-carrying tanks, as a rule, have a built-in tunnel pipe in the lower tank to provide a passage to the engine for the transfer line of the second propellant component.
The paper, taking a propellant tank as an example, discusses the behavior of the shell with a tunnel pipe: shape distortion resulting from the weld shrinking, increased level of stress in the weld due to the shape distortion, reduction in the load-carrying capacity and service life. For the purposes of analysis, a finite-element model of the shell was built. Analytical studies were conducted of the dependence of the subsidence of the tunnel pipe flange on the transverse shrinkage of the weld, of the dependence of gain factors of stress on the subsidence of the flange. A decrease in the load-carrying capacity of the shell made of high-strength material was determined.
The analyses, which took into account geometric and physical nonlinearity, demonstrated that the shell made of highly plastic material does not lose strength due to shape distortion, but its service life becomes reduced because of increased level of stress caused by repeated loading cycles. The paper identifies the sources of cyclic loads through all phases of the product life cycle.
Key words: propellant tank, tunnel pipe, welded shell, welding deformations, mode of deformation, strength, service life.
БЕЗМОЗГИЙ И.М.
СОФИНСКИЙ А.Н.
ЧЕРНЯГИН А.Г.
БЕЗМОЗГИЙ Иосиф Менделевич — кандидат технических наук, начальник отдела РКК «Энергия», e-mail: iosif.bezmozgy@rsce.ru
BEZMOZGIY Iosif Mendelevich — Candidate of Science (Engineering), Head of Department at RSC Energia, e-mail: iosif.bezmozgy@rsce.ru
СОФИНСКИЙ Алексей Николаевич — кандидат технических наук, заместитель начальника отделения РКК «Энергия», e-mail: alexey.sofinskiy@rsce.ru
SOFINSKIY Alexey Nikolaevich — Candidate of Science (Engineering), Deputy Head of Division at RSC Energia, e-mail: alexey.sofinskiy@rsce.ru
ЧЕРНЯГИН Александр Григорьевич — кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник РКК «Энергия», e-mail: alexander.chernyagin@rsce.ru
CHERNYAGIN Alexander Grigor'evich — Candidate of Science (Engineering), Lead research scientist at RSC Energia, e-mail: alexander.chernyagin@rsce.ru
введение
Тонкостенные сварные оболочки из алюминиевых сплавов нашли широкое применение в изделиях ракетно-космической техники, являясь основным видом конструкций корпусов герметичных отсеков: топливных баков ракет и разгонных блоков, обитаемых отсеков модулей космических станций и пилотируемых кораблей, грузовых и приборных отсеков космических кораблей и автоматических космических аппаратов. Неизбежные усадки сварных швов при их формировании [1] вызывают искажение геометрии оболочки в процессе ее изготовления, которое, в свою очередь, ведет к изменению напряженно-деформированного состояния (НДС) при эксплуатации под действием нагрузок по сравнению с НДС оболочки идеальной формы в соответствии с конструкторской документацией. Типичное искажение формы оболочки с вваренным свободным фланцем описано в статье [2]. Там же показаны способы задания
искаженной геометрии, методы расчета НДС с учетом фактической или прогнозируемой формы оболочки в зоне сварного шва. Приведены примеры из собственной практики конструирования, когда неучет сварочных деформаций приводил к неожиданным и драматичным последствиям. Несущая способность оболочек из высокопрочных сплавов может снижаться в два раза и более. Характерно, что этот эффект не проявляется у высокопластичных материалов с большим различием между значениями пределов пропорциональности стпц и прочности сь и высоким значением относительного удлинения при разрыве 5. Способность к глубокому пластическому деформированию материала позволяет оболочке в процессе нагружения исправить форму и разрушиться в соответствии с распределением НДС для оболочки правильной формы. Однако для пластичных материалов преждевременное разрушение можно получить по критерию усталости, поскольку накопление повреждений при циклическом нагружении
происходит в соответствии с уровнем НДС, повышенным локальным изгибом в зоне искажения формы оболочки. Снижение ресурса при этом, как показано в статье [2], может быть на порядок и выше.
Для ракетных блоков с несущими топливными баками типичным элементом конструкции является тоннельная труба в нижнем из двух топливных баков, предназначенная для прохода к двигателю расходного трубопровода из верхнего бака. Если труба жесткая (не содержит линейного сильфонного компенсатора), имеют место некоторые особенности поведения конструкции, обусловленные жесткой связью между днищами, не допускающей свободной просадки фланца при формировании замыкающего сварного шва, а также обеспечивающей впоследствии обоим днищам совместное восприятие нагрузок. Настоящая статья посвящена рассмотрению особенностей искажения геометрии днищ топливного бака с жесткой тоннельной трубой с последующим его влиянием на НДС, несущую способность и ресурс конструкции.
конструкция
Общий вид топливного бака с тоннельной трубой, рассматриваемого ниже в качестве примера, и конструкция оболочки бака в зоне сварных швов днищ с фланцем тоннельной трубы показаны на рис. 1.
Рис. 1. Общий вид топливного бака
Примечание. I — замыкающий сварной шов; II — сварной шов.
Бак цилиндрической формы диаметром 2 660 мм со сферическими днищами радиусом 1 330 мм, толщиной оболочки в зоне сварного
шва 4 мм, имеет тоннельную трубу диаметром 170 мм с гофрами для снижения ее осевой жесткости. С обоих концов к трубе приварены фланцы из листовой штамповки, которые, в свою очередь, ввариваются в днища бака по диаметру 360 мм аргонодуговой сваркой. Замыкающим будем считать шов верхнего днища. Внутри тоннельной трубы проходит расходный трубопровод второго компонента, имеющий осевую развязку через встроенный в него линейный сильфонный компенсатор со «стаканом», воспринимающим поперечную силу. Верхняя часть расходного трубопровода до компенсатора жестко крепится к фланцу верхнего бака, нижняя, после компенсатора — к нижнему фланцу тоннельной трубы.
Искажение формы днища при усадке сварного шва
Исходное состояние днища для определения формы оболочки в зоне верхнего фланца при поперечной усадке сварного шва А показано на рис. 2. Величина усадки задается как вырезанное из оболочки кольцо шириной А. Затем точки 1 и 2 стягиваются в одну, что воспроизводит процесс формирования сварного шва. Стягивание осуществляется усилиями, приложенными к краям обеих частей оболочки. Эти усилия в соответствии со схемой нагружения стыка (рис. 2) подлежат определению. Решение задачи осуществляется методом конечных элементов, для чего разработана осесимметричная конечно-элементная модель (КЭМ) конструкции оболочки. Все вычисления проводятся в программном комплексе ANSYS [3, 4] с использованием полной КЭМ оболочки бака.
Соответствующие усилия, прикладываемые к двум краям оболочки, равны между собой и направлены в противоположные стороны.
Рис. 2. Поперечная сварочная усадка оболочки
Примечание. Ру — осевое усилие; Рк — радиальное усилие; М — изгибающий момент; А — поперечная усадка.
Условия совместности перемещений для стянутых с ликвидацией зазора А точек 1 и 2 записываются в виде:
аК1 + аЕ2 Р2 Р1 аУ1 + аУ2 = ^2 — '
Ф1 + Ф2 = 0
(1)
где аР
Ф1 — составляющие перемещения
и угол поворота сечения 1; аР2, аУ2, ф2 — составляющие перемещения и угол поворота сечения 2; Р1, Р2 — начальные радиальные координаты точек 1 и 2; У2 — начальные осевые координаты точек 1 и 2.
Систему уравнений (1) для определения усилий стягивания можно представить в матричном виде [5]:
(2)
где {Р} =
К1п К ГБЛ
11 12 13
К21 К22 К23 X N
К31 К32 К33 1 ^
вектор усилий, приложенным
к краям разрезанной оболочки; {5} =
Р1; 5г = у2 -
неизвестные компоненты
вектор перемещений; 5Р = Р
е = 0; ки...к33
матрицы.
Для определения компонентов матрицы (2), используя расчетную схему рис. 2, прикладываем последовательно единичные нагрузки в сечениях 1 и 2 разрезанной оболочки: {1, 0, 0}; {0, 1, 0}; {0, 0, 1}. В результате расчета получаем соответствующие векторы перемещений: {5Р1, 5И, е1}; {5Р2, 5у2, е2}; {5Р3, 5У3, ез}. Уравнение равновесия для единичных нагрузок записывается в виде
(3)
Умножив обе части системы (3) на обращенную матрицу [5], получим:
1 0 0 К11 К12 К13 1 5Д2 5Д3
0 1 0 = К21 К22 К23 X 5И
0 0 1 К31 К32 К33 01 2 3
'5* 5Д3 -1 К11 К12 К13
5и = К2 1 К 2 2 К2 3
А 2 3 К31 К32 К33
= [К]. (4)
Подставляя матрицу [К] из системы (4) в систему (2), получаем усилия, необходимые для стягивания частей разрезанной оболочки.
Вычисленная в качестве примера форма оболочки для решения, соответствующего поперечной усадке А = 3 мм, показана на рис. 3, из которого видно, что имеет место просадка фланца с образованием обратной кривизны в оболочке. Расчетная величина просадки, соответствующая поперечной усадке А = 3 мм, IV = 17 мм.
Рис. 3. Просадка фланца с жесткой тоннельной трубой после выполнения замыкающего сварного шва
Примечание. W — просадка фланца; А — поперечная
усадка.
Характерно, что просадка W фланца с жесткой тоннельной трубой меньше, чем свободного фланца, что объясняется поддерживающим влиянием нижнего днища. В случае встраивания в трубу линейного сильфонного компенсатора эта особенность искажения формы сварки практически исчезает, и сварочные деформации формируются в соответствии с принципами, изложенными в статье [2].
Зависимость просадки W центральной части днища от величины поперечной усадки А, посчитанная по изложенной выше методике, приведена на рис. 4.
Рис. 4. Зависимость просадки фланца от величины поперечной усадки
Примечание. См. рис. 3.
а
Напряженно-деформированное состояние оболочки с искаженной от внутреннего давления формой
Как показано в статье [2], НДС реальной сварной оболочки зависит от степени искажения ее формы. На рис. 5 показаны напряжения в оболочке верхнего дниша бака, рассматриваемого в качестве примера, в зоне вварки фланца тоннельной трубы под действием внутреннего избыточного давления р = 0,43 МПа. Напряжения подсчитаны с использованием КЭМ, разработанной с учетом реальной формы с поперечной усадкой в сварном шве А = 2 мм, чему соответствует просадка фланца W = 11,5 мм. На рис. 5 показаны мембранные и суммарные напряжения на наружной и внутренней поверхностях оболочки в районе горловины. На том же рисунке приведены мембранные напряжения в оболочке правильной формы согласно безмоментной теории [6].
а)
о, МПа" 200 150
100 50 0
-50
■м
й э У ч ц
i Г V •»ш «в», ч
Г к.
>0 к ю 120 1' [0 11 ш
50 1 ш к,:
б)
Рис. 5. Напряженное состояние днища: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения; — — мембранные напряжения в идеальной оболочке
Примечание. — — напряжения на внешней поверхности; — — напряжения в срединной плоскости; — — напряжения на внутренней поверхности; — — сварной шов.
Слабым, наиболее уязвимым местом конструкции является сварной шов. В этой связи проведены расчеты НДС в сечении сварного шва для различных значений просадки фланца Результаты в виде графиков показаны на рис. 6.
б)
в)
Рис. 6. Напряжения в сварном шве: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения; в — коэффициент усиления напряжений в сварном шве (1 — максимальные напряжения; 2 — мембранные напряжения) Примечание. См. рис. 5.
Из рис. 6 видно, что искажение оболочки незначительно влияет на величину мембранных напряжений и значительно, в разы, увеличивает за счет изгиба суммарные напряжения в сварном шве. Отметим, что представленные на рис. 5 и 6 результаты получены в линейной постановке. Введем понятие коэффициента усиления напряжений (КУ), определив его как отношение величины напряжений в сварном шве оболочки искаженной формы к величине напряжений оболочки правильной формы. На рис. 6, в в виде графика показана зависимость коэффициента
усиления меридиональных напряжений (КУ) в сварном шве от сварочной просадки W фланца тоннельной трубы. Из рисунка видно, что при увеличении просадки W существенно возрастает изгибающий момент в сварном шве, что приводит к увеличению напряжений в сварном шве при А = 1 мм более чем в два раза, при А = 2 мм — почти в четыре раза, а при А = 3 мм — в пять раз.
влияние внецентренного расположения тоннельной трубы
Для оценки влияния внецентренного расположения тоннельной трубы решена задача нагружения бака, рассматриваемого в качестве примера, внутренним давлением р = 0,43 МПа. При этом принято, что труба сдвинута относительно оси бака на 300 мм, а сварочная усадка А = 2 мм. Нарушение осевой симметрии вызвало необходимость разработки новой КЭМ оболочки, показанной на рис. 7, а. Как и при решении осесимметричной задачи, использовалась КЭМ всей оболочки бака. В модель оболочки в зоне расположения сварного шва введена кольцевая зона шириной А. Стягивание этой зоны в линию (аналог стягивания зоны шва в точку для осесим-метричной задачи) проводится за счет температурных деформаций в радиальном направлении. Для этого у элементов кольцевой зоны задается материал с коэффициентом температурного расширения аг = 1 в радиальном, относительно центра фланца, направлении, а^ = 0 в кольцевом направлении и температура Т = -1 °С. Возможность использования материалов с подобными ортотропными свойствами представляет, в частности, программный комплекс АЫ5У5 [3, 4]. При задании таких свойств материала и температуры относительное уменьшение ширины зоны сварного шва составляет 5А/А = аТ = -1, и ширина зоны стремится к нулю, что и обеспечивает стягивание указанной зоны.
Форма оболочки, полученная в результате описанной выше процедуры, показана на рис. 7, б. При этом просадка фланца при усадке А = 2 мм составляет W =10,8 мм. Меридиональные напряжения приведены на рис. 7, в, результаты весьма близки к результатам, полученным при решении осе-симметричной задачи (см. рис. 5, а). Таким образом, несимметричное расположение тоннельной трубы, значительно усложняя параметрическое решение задачи, не вносит существенных корректив в результат.
а)
б)
в)
Рис. 7. Бак с внецентренным расположением тоннельной трубы: а — конечно-элементная модель (1 — зона сварного шва); б — просадка фланца; в — меридиональные напряжения; Ь - расстояние по образующей оболочки от центра тоннельной трубы Примечание. См. рис. 5.
Несущая способность оболочек из различных материалов
Резкое увеличение напряжений в сварном шве не может не повлиять на прочность сварной оболочки. Однако влияние это существенно зависит от конструкционного материала, из которого оболочка изготовлена, и прежде всего — от его пластических свойств. Покажем это наглядно, рассмотрев два варианта выполнения топливного бака (см. рис. 1). Вариант 1: в качестве материала применен высокопрочный алюминиево-литиевый сплав В-1469 с характеристиками аь = 580 МПа, с02 = 560 МПа, имеющий коэффициент сварного шва Ксв = 0,6 [7].
В варианте 2 бак изготовлен из высокопластичного алюминиевого сплава АМгбМ с характеристиками сь = 320 МПа, с02 = 160 МПа, Ксв = 0,9 [8]. Результаты расчета напряженного состояния оболочки для варианта 1 при различных значениях А в линейной постановке
приведены на рис. 8. Видно, что напряжения в сварном шве достигают предельного значения 348 МПа при давлении 1,65 МПа для идеальной геометрии (А = 0); 1,05 МПа при А = 1 мм; 0,65 МПа при А = 2 мм; 0,48 МПа при А = 3 мм. Таким образом, при А = 3 мм расчет в линейной постановке показывает более чем трехкратное увеличение напряжений
в зоне сварного шва. Поскольку в процессе деформирования оболочка несколько меняет форму и, как правило, в лучшую сторону, уменьшая тем самым величину суммарных напряжений, полученные результаты могут быть уточнены на основе нелинейных расчетов. Результаты нелинейного расчета для оболочки варианта 1 показаны на рис. 9.
а) б)
Рис. 8. Напряжения о в сварном шве при действии внутреннего давления р. Линейное решение. Оболочка из высокопрочного материала: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения; — — предельные напряжения Примечание. См. рис. 5.
а)
б)
Рис. 9. Напряжения о в сварном шве при действии внутреннего давления р. Нелинейное решение. Оболочка из высокопрочного материала: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения; — — предельные напряжения Примечание. См. рис. 5.
Из сопоставления графиков рис. 8 и 9 видно, что расчет НДС в нелинейной постановке дает в результате более высокое значение уровня давления, соответствуюшего достижению предельного состояния в сварном шве по сравнению с расчетами, выполненными в линейной постановке. При этом эффект достигается только за счет геометрической нелинейности оболочки. Физическая
нелинейность деформирования материала не успевает себя проявить из-за близости характеристик о и о, и низкого значения К .
£ пц Ь св
Расчеты напряженного состояния для второго варианта конструкционного материала -высокопластичного сплава АМг6М — проведены с учетом геометрической и физической нелинейностей. Из результатов, представленных на рис. 10, видно, что оболочка в процессе
деформирования за счет возникающих упругих и пластических деформаций приобретает правильную форму, и ее разрушение при достижении предельного давления будет происходить по законам безмоментной теории от равномерных по сечению мембранных напряжений. При этом при различных значениях А расчеты дают одну и ту же величину
разрушающего давления, соответствующую несущей способности оболочки правильной формы. Из изложенного следует важный вывод: сварочные деформации существенно снижают прочность оболочки из высокопрочного материала и не оказывают влияния на прочность при статическом нагружении оболочки из материала высокопластичного.
а) б)
Рис. 10. Напряжения о в сварном шве при действии внутреннего давления р. Нелинейное решение. Оболочка из высокопластичного материала: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения; — — предельные напряжения Примечание. См. рис. 5.
Напряженно-деформированное состояние оболочки с искаженной формой от местных нагрузок
Тоннельная труба является источником местного нагружения дниша, вызывая локальные эффекты от внутреннего давления, инерционных и поверхностных нагрузок.
На рис. 11 и 12 приведены напряженные состояния дниша в зоне сварного шва оболочки с различной усадкой А при действии осевой нагрузки 10 000 Н и момента 425 Нм, приложенных к фланцу со стороны тоннельной трубы. Уровень нагрузок для проведения расчетов принимался с учетом типовых перегрузок, воздействуюших на изделия подобного класса.
а)
б)
Рис. 11. Напряженное состояние днища с искажением при действии осевой нагрузки: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения Примечание. См. рис. 5.
а)
б)
Рис. 12. Напряженное состояние днища с искажением при действии момента: а — меридиональные напряжения; б — кольцевые напряжения
Примечание. См. рис. 5.
Как видно из рис. 11, 12, максимальные напряжения в зоне фланца при искаженной геометрии также больше, чем в оболочке правильной формы. В рассматриваемом в качестве примера топливном баке сварной шов тоннельной трубы расположен столь удачно, что уровень напряжений от локальных нагрузок сушественно падает в связи с удаленностью от места их приложения. Однако, во-первых, снижения их до нуля не происходит. Во-вторых, для высокоградиентных полей напряжений надежно рассчитать точные координаты зоны минимальных напряжений невозможно. В-третьих, в рассматриваемой области верхнего дниша бака, как правило, располагаются другие вваренные фланцы, например, для установки датчика уровня, дренажно-предохрани-тельного клапана, гермовыводов от датчиков давления и температур и др. Эти сварные швы вносят свой вклад в искажение геометрии оболочки, а следовательно, и в ее напряженно-деформированное состояние.
циклические нагрузки и ресурс
Выше показано, что высокопрочные материалы в топливном баке с тоннельной трубой реагируют на искажение формы в зоне сварного шва понижением прочности при статическом нагружении, как и при вваренном свободном фланце [2]. Поэтому утяжки оболочки сверх допустимого значения могут быть выявлены для таких конструкционных материалов при опрес-совке бака, т. е. при заводских контрольных испытаниях.
Высокопластичные материалы под действием статической нагрузки не снижают несушую способность. Однако, в конструкции с искаженной геометрией сушественно увеличивается скорость накопления повреждений, понижая ее ресурс при восприятии повторных нагрузок, повышаюших уровень действуюших в сварном шве напряжений. Оценочно можно считать, что скорость перерастания начального дефекта в усталостную трешину пропорциональна четвертой степени отношения фактических напряжений к напряжениям в оболочке правильной формы.
В этой связи для конструкции бака изделия даже одноразового применения необходимо рассчитать блок нагружения, учитываюший полный жизненный цикл изготовления и эксплуатации, определить НДС в сварном шве для каждого случая на-гружения и провести оценку ресурса. Этапы
сушествования топливного бака, во время которых оболочка подвержена нагрузкам, следуюшие:
• агрегатная сборка корпуса бака;
• окончательная сборка бака;
• сборка ракетного блока;
• межцеховое транспортирование;
• транспортирование ракеты-носителя на технический комплекс;
• контрольные операции на техническом комплексе;
• транспортирование ракеты космического назначения на стартовый комплекс;
• заправка, наддув, участок выведения (работа предыдуших ступеней РН);
• работа собственной двигательной установки, включая отсечку двигателя.
В заводском цикле изготовления, а также в процессе проверок на техническом комплексе оболочка нагружается внутренним давлением при испытаниях на прочность (опрессовка) и герметичность. При транспортировании на оболочку действуют местные нагрузки от тоннельной трубы и расходной магистрали другого компонента, проходяшей через тоннельную трубу, опираюшуюся на нее и закрепленную к ее нижнему фланцу в баке, рассмотренном в качестве примера в настояшей статье. При наддуве на оболочку действует давление. При горячем наддуве и заправке криогенным компонентом НДС оболочки определяется температурными полями, изменяясь вместе с изменением температур. При работе предыдуших ступеней нагружение оболочки определяется квазистатическими нагрузками, гидростатическим давлением, вибрациями в продольном и поперечном направлениях с учетом жидкости. При работе двигательной установки своей ступени необходимо также учитывать изменения в давлении наддува, температурных полях, а также давление в расходной магистрали другого компонента с учетом гидроудара.
Для всех перечисленных случаев необходимо определить спектры нагрузки с амплитудными значениями и числом циклов действия, для каждого вида нагру-жения рассчитать НДС в оболочке с учетом реальной геометрии и затем обший ресурс конструкции. Снижение ресурса конструкции реальной геометрии можно прогнозировать ориентировочно пропорционально четвертой степени коэффициента усиления амплитудного значения напряжений (КУ) циклически повторяющихся нагрузок.
выводы
1. Разработана схема оперативного учета влияния технологических сварочных деформаций оболочек при проведении прочностного анализа.
2. На основе расчетов показано, что сварочные деформации, искажая форму оболочки, радикально изменяют характер напряженно-деформированного состояния оболочки в зоне сварки.
3. При наличии тоннельной трубы соблюдаются основные принципы негативного влияния утяжек на характеристики сварной оболочки: искажение формы оболочки, существенное изменение НДС.
4. Просадка фланца в районе тоннельной трубы практически линейным образом зависит от величины поперечной усадки в шве.
5. Искажение оболочки незначительно влияет на величину мембранных напряжений и в разы увеличивает суммарные напряжения за счет изгиба.
6. Расчетным путем показаны различия в проявлении влияния искажения формы оболочки на НДС для различных типов материалов: потеря прочности для оболочек из высокопрочных материалов, снижение ресурса для конструкций из пластичных сплавов.
7. Сварочные деформации оболочек из высокопластического материала практически не оказывают влияния на их прочность при статическом нагружении.
8. При наличии искажений формы оболочки из высокопрочного сплава расчет ее статической прочности следует проводить
с учетом геометрической нелинейности поведения оболочки.
9. Внецентренное расположение тоннельной трубы не вносит существенных корректив в результаты расчетов по отношению к центральному расположению трубы.
Список литературы
1. Талыпов Г.Б. Сварочные деформации и напряжения. Л.: Машиностроение, 1973. 280 с.
2. Софинский А.Н. Влияние искажения формы конструкции на ее несущую способность // Космическая техника и технологии. 2015. № 2(13). С. 34-44.
3. Чигарев А.В., Кравчук А.С., Смалюк А.Ф. ANSYS для инженеров. М.: Машиностроение, 2004. 510 с.
4. Theory Reference for the Mechanical ADPL and Mechanical Applications. ANSYS Release 14.0 SAS IP, Inc. 2011.
5. Мальцев А.И. Основы линейной алгебры. СПб.: Лань, 2009. 480 с.
6. Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и оболочки. М.: Либроком, 2009. 640 с.
7. Махин И.Д., Николаев В.В., Петро-вичев П.С. Исследование свариваемости сплавов В-1469 и 01570 с использованием электронно-лучевой сварки применительно к конструкции перспективного пилотируемого корабля // Космическая техника и технологии. 2014. № 4(7). С. 68-75.
8. Александров В.Г., Базанов Б.И. Справочник по авиационным материалам и технологии их применения. М.: Транспорт, 1979. 263 с. Статья поступила в редакцию 30.03.2016 г.
Reference
1. Talypov G.B. Svarochnye deformatsii i napryazheniya [Welding strains and stresses]. Leningrad, Mashinostroeniepubl., 1973.280p.
2. Sofinskii A.N. Vliyanie iskazheniya formy konstruktsii na ee nesushchuyu sposobnost' [Impact of structural shape distortion on its load-bearing capability]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2015, no. 2(13), pp. 34-44.
3. Chigarev A.V., Kravchuk A.S., Smalyuk A.F. ANSYS dlya inzhenerov [ANSYS for engineers]. Moscow, Mashinostroenie publ., 2004. 510 p.
4. Theory Reference for the Mechanical ADPL and Mechanical Applications. ANSYS Release 14.0 SAS IP, Inc. 2011.
5. Mal'tsev A.I. Osnovy lineinoi algebry [Fundamentals of linear algebra]. Saint-Petersburg, Lan' publ, 2009. 480p.
6. Timoshenko S.P., Voinovskii-Kriger S. Plastinki i obolochki [Plates and shells]. Moscow, Librokom publ., 2009. 640p.
7. Makhin I.D., Nikolaev V.V., Petrovichev P.S. Issledovanie svarivaemosti splavov V-1469 i 01570 s ispol'zovaniem elektronno-luchevoi svarki primenitel'no k konstruktsii perspektivnogo pilotiruemogo korablya [Study of weldability of alloys B-1469 and 01570C using electron-beam welding as applied to the advanced manned spacecraft structure]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2014, no. 4(7),pp. 68-75.
8. Aleksandrov V.G., Bazanov B.I. Spravochnik po aviatsionnym materialam i tekhnologii ikh primeneniya [Handbook of aviation materials and their utilization technology]. Moscow, Transport publ., 1979.263 p.
