Напряженно-деформированное состояние твердотопливного заряда в условиях стартовых перегрузок Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.455

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ТВЕРДОТОПЛИВНОГО ЗАРЯДА В УСЛОВИЯХ СТАРТОВЫХ

ПЕРЕГРУЗОК

С.В. Лосев, В. А. Никитин, О. А. Фомичева

Приводятся результаты исследования функционирования заряда РДТТуправляемого артиллерийского снаряда при ствольном запуске. По результатам исследования предложено изменить первоначальную конструкцию заряда для снижения максимального уровня напряжений, возникающих в нём, а также использовать способы локального укрепления заряда.

Ключевые слова: твердотопливный заряд, напряжённо-деформированное состояние, стартовые перегрузки, управляемый артиллерийский снаряд.

Одним из направлений совершенствования управляемых артиллерийских снарядов (УАС) является увеличение дальности полёта за счёт повышения мощности двигательной установки, которая обеспечивается увеличением массы топлива, применением высокоэнергетических топлив, уплотнением компоновки. Учитывая указанные тенденции, в условиях действия существенных стартовых перегрузок (рис. 1) особое значение приобретает обеспечение прочностной надёжности топливного заряда и двигательной установки в целом. В данной работе исследовалось напряжённо-деформированное состояние заряда двигательной установки перспективного УАС (рис. 2).

К числу обстоятельств и особенностей конструкции РДТТ, оказывающих влияние на напряженно-деформированное состояние заряда, следует отнести:

- скоротечность и существенную нестационарность процесса, характер которого эквивалентен ударному нагружению шашки. Поэтому математическое моделирование следует осуществлять в нестационарной постановке с учетом динамики распространения волн возмущения по объёму топливного элемента;

- наличие бронировки части наружной поверхности и заднего торца (рис. 2, а). Принимая прочностные характеристики (модуль упругости, предел прочности) материала бронирующего покрытия на порядок большими, чем у твердого топлива, для указанных областей следует задавать ограничения на перемещения точек в соответствующих направлениях;

- конфигурацию предсоплового объема (рис. 2, б). Зазор между поверхностью канала заряда и входной части сопла составляет 2,5 мм. То есть при определенных условиях в данной области возникнет стесненность деформации шашки в радиальном направлении. Это обстоятельство также следует учитывать при формировании граничных условий.

11000 10000 9 ООО

soco

7 ООО SCCC 5000 "ООО

soco

¿ООО 1000 о

—чс—-1-50 град —♦—+20 град

—■—г о го со

f. с

С с.сс: С.004 0,006 0.00В 0.01 0.012 0.01Л 0.015 0.018 0.02

Рис. 1. Графики изменения осевых перегрузок при движении снаряда

в стволе

__

CD

см

S

+i о о

(S

о ю

S

64±1

406

0.1

CNJ 00

S

I, 5.0 -,

а

Рис. 2. Общий вид одношашечного заряда (а) и конфигурация

предсопловой области (б)

На рис. 3 представлена схема дискретизации расчетной области с указанием линий контура, на которых задаются граничные условия. В соответствии с вышесказанным, точкам на границе № 1 предписывается отсутствие перемещений в радиальном направлении, а точкам на границе № 2 - в осевом направлении. Для точек границы № 3 перемещение в сторону уменьшения координаты (радиальное направление) ограничивается величиной вышеуказанного зазора.

Рис. 3. Общий вид расчетной области

Расчеты произведены с использованием программного комплекса Твр1отвк, в котором осуществляется численное моделирование упругого и упругопластического напряженно-деформированного состояния конструкции. Расщепление дифференциальных уравнений в частных производных произведено с использованием метода конечных элементов [1].

Результаты численного моделирования подтвердили предположение о вероятном разрушении шашки. Максимальное напряжение составляет:

- при +20 °С 49,1 МПа > ов= 24 МПа;

- при +50 °С 41,9 МПа > ов= 8,2 МПа.

Следует отметить, что использовался высокопрочный баллистит-ный топливный состав, но и для него предел прочности ав при повышении температуры с +20 до +50 °С снижается в 3 раза (с 24 до 8,2 МПа соответственно).

Размер зон, в которых развиваются напряжения, превышающие соответствующие пределы прочности, достаточно велик. Это иллюстрирует рис. 4, где указанные зоны ограничены изолиниями.

а

б

Рис. 4. Конфигурация зон, где развиваются напряжения, превышающие пределы прочности при начальной температуре +20 °С (а) и +50 °С (б)

Целесообразно рассмотреть, каким образом скажется на снижении интенсивности напряжений уменьшение инерционной силы за счет разбиения заряда на две последовательно расположенные части, размеры которых показаны на рис. 5.

Каждая шашка жестко оперта задним торцем и забронирована по наружной поверхности и торцам. Вторая шашка расположена относительно входной части сопла, как и неразрезанный заряд, поэтому в отношении граничных условий, реализуемых в задней части этой шашки, справедливы положения, приведенные выше.

Выявлено, что при начальной температуре +20 °С напряжения, развиваемые в передней шашке, достигают максимального значения 16,0 МПа, а в задней - 24,1 МПа. Таким образом, наблюдается кратковременное небольшое (на 0,1 МПа) превышение допустимого уровня напряжения. Можно предположить, что при данной температуре существует вероятность сохранения целостности задней шашки, так как промежуток времени, в течение которого предел прочности будет превышен напряжением, составляет примерно 0,003 сек.

а

б

Рис. 5. Общий вид передней (а) и задней (б) шашек

Вышесказанное иллюстрируется графиками изменения во времени интенсивности напряжений в различных точках заряда (рис. 6). Кривая 1 характеризует изменение напряжения на внутренней задней кромке передней шашки, кривая 2 - на внутренней задней кромке задней шашки, а кривая 3 - в точке на поверхности канала задней шашки, расположенной на расстоянии 80 мм от опорного торца.

При начальной температуре +50 °С напряжения, развиваемые в передней секции заряда, достигают значения 18,6 МПа, то есть наблюдается превышение предела прочности (аБ= 8,2 МПа) в 2,27 раза. При этом наиболее нагруженная точка (задний торец передней шашки) находится в состоянии нагружения за пределом прочности в течение 0,0075 сек (рис. 7,

160

кривая 1). На рис. 8, а обозначен очаг напряжений, превышающих величину ов, в момент, когда действуют максимальные перегрузки. Можно отметить, что удельный объем области, где возможно разрушение заряда, достаточно велик.

Несмотря на то, что задняя шашка обладает большей массой по сравнению с передней, максимальные напряжения, развиваемые в ней, несколько ниже - 15 МПа (рис. 7, кривая 3). Объясняется это тем, что очаг максимальных напряжений «перемещается» из области заднего торца в центральную часть канала шашки из-за того, что шашка в задней части, деформируясь по внутреннему каналу, выбирает зазор и входит в соприкосновение с входной частью сопла. Поэтому на заднем торце максимальные напряжения обусловлены действием инерциальной силы приблизительно от половины массы задней шашки.

О 0,005 0,01 0,015 0,02

Рис. 6. Графики изменения интенсивности напряжений в точках заряда (начальная температура +20 °С)

Вместе с тем, условие прочности на задней секции также не выполняется. Конфигурация области, где развиваются напряжения, превышающие пределы прочности при начальной температуре +50 °С, представлена на рис. 8,б.

Следовательно, разбиение заряда на две шашки, сказываясь положительно на его напряженно-деформированном состоянии, задачу обеспечения его прочности не решит. Очевидно, что дальнейшее уменьшение

длины секций (и соответственно увеличение их количества) в конечном итоге будет способствовать этому, но приведет к значительному усложнению конструкции двигателя.

20 МПа

Рис. 7. Графики изменения интенсивности напряжений в точках заряда (начальная температура +50 °С)

б

Рис.8. Конфигурация зон, где развиваются напряжения, превышающие пределы прочности при начальной температуре +50 °С в передней (а)

и задней (б) секциях

Поэтому, необходимы альтернативные меры по снижению влияния инерциальных нагрузок на заряд. В качестве таковых, например, может быть рассмотрена возможность армирования заряда в зонах, где развиваются наибольшие напряжения, либо введения дополнительных конструктивных элементов, ограничивающих его деформирование в указанных областях.

Список литературы

1. Зенкевич О., Чанг И. Метод конечных элементов в теории сооружений и в механике сплошных сред. М.: Недра, 1974.

Лосев Сергей Викторович, канд. техн. наук, доц., selo77@yandex.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Никитин Виктор Александрович, канд. техн. наук, доц., nikitin lula/amail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Фомичёва Ольга Анатольевна, канд. техн. наук, доц., olir77@mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет

STRESS-STRAINED STATE OF A SOLID CHARGE I N ITEM OF STARTING OVERLOAD

S. V. Losev, V.A. Nikilin, O.A. Fomicheva

The research results of the solid guided artillery projectile charge functioning during barreled launch are proposed. To reduce the maximum stress level proposed to change the original design of charge. It is affered to use the local strengthening.

Key words: solid charge, stress-strained state, starting overload, guided artillery projectile.

Losev Sergey Victorovich, candidate of technical sciences, docent, se-lo77ayandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Nikitin Victor Alexsandrovich, candidate of technical sciences, docent, nikitin_tula@,mail. ru, Russia, Tula, Tula State University,

Fomicheva Olga Anatolevna, candidate of technical sciences, docent, olir77@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University