CC BY
0
УДК 620.178.38
DOI: 10.25206/1813-8225-2024-190-29-36 EDN: YKAJRA
И. Ю. ЛЕСНЯК Н. СОКОЛОВСКИЙ М. А. ФЁДОРОВА С. В. ГАВРИЛЕНКО А. Ю. КАЗАКОВ В. Е. КОНОВАЛОВ
Омский государственный технический университет, г. Омск
ПРОБЛЕМА ОЦЕНКИ ВЫНОСЛИВОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ КОРПУСА НИЗКОЛЕТЯЩИХ ОРБИТАЛЬНЫХ ОБЪЕКТОВ_
В работе анализируется вопрос расчета выносливости корпуса низколетящих орбитальных объектов от циклической температурной знакопеременной деформации за пределами закона Гука. Констатируется практическое отсутствие методики прямого расчета. Предлагается косвенный расчет на базе имеющихся экспериментальных данных по механическим испытаниям образцов с параметром «напряжение» и алгоритм перехода от фактических деформаций к эквивалентным напряжениям. Методика расчета базируется на использовании существующей экспериментальной кривой усталости при симметричном цикле изгиба, результатах статических испытаний на растяжение при экстремальных температурах цикла и обобщении известной информации о закономерностях изменения параметров выносливости рассматриваемого материала применительно к условиям циклической температурной знакопеременной деформации циклической температурной знакопеременной деформации. Адекватность методики проверяется на примере разгерметизации корпуса орбитального модуля «Заря» международной космической станции, изготовленного из сплава AMг6 после »120000 циклов знакопеременного температурного нагружения. Отличие расчетной и фактической выносливости сплава АМг6 находится в пределах естественного разброса в 20 % при испытаниях на усталость.
Ключевые слова: оценка выносливости, цикл температур, деформация, трещины, нагружение.
Введение. В статьях авторов [1, 2] показано, что причиной разгерметизации корпуса орбитального модуля «Заря» международной космической станции могла быть потеря выносливости от циклической температурной знакопеременной деформации (ЦТЗД) в диапазоне температур —150 °С ... + 150 °С [3] и соответствующих напряжений растяжения-сжатия. При предположении, что цикл напряжений близок к симметричному, на базе кривой усталости сплава АМг6 [4] проведена оценка его выносливости. Полученные результаты в виде зависимости эквивалентных напряжений от количества циклов не противоречат опыту.
В настоящей работе на основе анализа и обобщения литературных данных по выносливости материалов предлагается доработанная методика определения числа циклов знакопеременного температурного нагружения до момента их разрушения для металлов, в том числе алюминиевых сплавов типа АМг. Для проверки адекватности расчета недостающая литературная информация частично дополнена результатами собственных статических
испытаний образцов сплава АМг6, изготовленных из стенки модуля орбитального объекта. Фактическая долговечность 120000 циклов попадает в интервал минимального — максимального разброса расчетных значений. Результат вполне удовлетворительный для оценки выносливости.
Методика позволяет оценивать ресурс низколетящих орбитальных объектов без проведения дополнительных испытаний на выносливость по известной кривой усталости сплава при симметричном изгибе, ограничиваясь, при необходимости, статическими испытаниями при температурах ЦТЗД.
Допущения и обобщения. Экспериментальные данные о выносливости при ЦТЗД в литературе отсутствуют.
Для сплава АМг6 отсутствуют даже сведения о коэффициенте линейного расширения а при отрицательных температурах.
Для близкого по свойствам сплава АМг5 в справочнике [5] найдено пять значений коэффициента линейного расширения в зависимости от темпера-
туры материала, цифровизация которых представлена на рис. 1:
а'106 =
= 10-6• t3 - 2 • 10-4 • t2 + 0,0178i + 23,383. (1)
По причине отсутствия в открытых источниках данных о коэффициентах линейного расширения для алюминиевых сплавов при разных температурах материала, в дальнейших расчетах используется зависимость (1).
В результате расчета для исследуемого объекта s(f) = orf:
е(- 150) « 0,0019 = 0,19 %,
е(+ 150) « 0,0037 = 0,37 %,
т.е. деформации при ЦТЗД происходят в упругопла-стической области, в которой справочная информация вообще ограничена.
Механические характеристики металлов, особенно кривые усталости и выносливости, традиционно оформляются с параметром напряжение — а. Чтобы воспользоваться этими результатами для оценки выносливости при ЦТЗД нужно вычислить эквивалентные напряжения о (f) и эквивалентные деформации s(f). В [1] для этого предложен и апробирован алгоритм на базе обобщенного закона Гука.
Поскольку при температурах ЦТЗД деформации превышают 0,002 и ожидаются напряжения, превышающие предел упругости (a(f) > о ), модуль Юнга E(a) и коэффициент Пуассона |i(a) должны быть определены в зависимости от предполагаемого a (t), и получаем
s(t).
При этом
1
EK)
•К -М(д,) • (д э + д э)] .
(2)
EK) =
d(e = д) Ф = +(Д)
и может быть определен по диаграмме растяжения. Коэффициент Пуассона:
М(д э) « М + ((,Г-М(
М < 0,Г , (3)
at = e(t- £(as)/(1-2 |(а)).
(4)
и 15 О
-а 1000000- 1E-06xs -0.0002Х2 + 0,0178х +23,383 I
-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200
t, °с
Рис. 1. Цифровизация зависимости a(i) от температуры материала
4,5 5 5,5 6
Рис. 2. Кривая усталости АМгб
связи рекомендуется провести статические испытания при нужных температурах, что и сделано в настоящей работе.
По известным данным [7] имеем следующие соотношения напряжений и модуля Юнга при пределах прочности, пропорциональности и упругости:
Б(ав) = 0; Б(опц) = Е/2; Б(оу) = Е,
где Е — справочное значение модуля Юнга от а будем аппроксимировать параболой 2-го порядка:
E(a) « a + b • a + c ■ a2.
(5)
где ау — предел упругости, а аг — предел прочности. Принято ау = 0,6аПц, где аПц — предел пропорциональности.
Вследстрие отсутствия др0гоу информации значение коэффициента Пуассона принято из [6]: при аэ < ау, |1 = 0,32, а при аэ = ав, |1 = 0,5; т.к. при пластическом деформироуе]лии обуее рагсматрива-емого объекта не меняется.
Из (2) при объемном напряженном состоянии, очевидоом д/ш ЦТЗД, уоло^таем
Возникает доудлнительная проблема, связанная с тем, что в справочниках ограничена информация о модуле: Юнга, пределах упру/одти, пропорциональности аПц и дрочности в завепимости от температуры, особенно пр6 низких темпераяурах. В этой
Пределы прочности, пропорциональности, упругости определяем экспериментально по диаграмме растяжения при разных температурах, включая температуры ЦТЗД.
Вычисление аэ из (2) проводим численно после подстановки (3) и (5). Результаты для АМгб при условиях ЦТЗД составили
аэ = ад^ = 150 °С) = 220,1 Мпа,
а2э = а^ = -150 °С) = -156,7 Мпа,
а коэффициент асимметрии цикла напряжений г = - 0,71.
Информация о кривых усттлоати д птдрытых источниках для рассматриваемого матуриала нет. Для сплава АМгб найденд только одна полноценная кривая при симметоичуом цикле изгиба (рис. 2) [4] и предел выносливости да1[аг = 100 МПа пди нормальной температуре без указанид тахнологии изготовления. В то же время известна в/адмосвязь предела прочности и выносливости [6]:
Дт1„гт
— для стали
ев
= (,4Г...(,ГГ; д
для цветных металлов
= (,аг...(,г(;
д B - д v
для аломиниевых сплавов [5] а
И = "
и0
в„
= 0,3П...0,4П ,
(6)
а также зависимость предила пр8чности от температуры ав(^ [8].
Для ЦТЗД, очевид=о, 4>асиеп нужно вести по кривым усталости при р=стяжении-сжатии, а не при изгибе. Для этого можно использовать соотношение [9].
с0/2
с0/2
Рис. 3. Кривые выносливости
И и— =.
= 0,8 ...0,с.
(?)
Опыты на циклическое растяжение-сжатие более трудоемки и длительны, а их результаты практически не публикуются.
Результаты испытаний при коэффициенте асим-
а_„ , ,
метрии цикла г = ф -1 (в наших расчетах г =
амшсс
— 0,71) вообще малоизвестны, как и предел выносливости а0 при г = 0 — пульсирующем цикле. Последнюю пробиему м=жно преодолеть на базе линеаризованной кривой в ыно сливояти [10] на рис. 3.
В соответствии с рис. 3 оцениваем предельную амплитуду пульс=ционного цикла а
К я
0И ив
2
н И = И Г 2 .
1 + Кя
(8)
йвэ = (<
в яЖраст Вя1кзг 0 +
+ (И°Г' • Вв(1) я В-1изг0 + (В0раст Г 2 я ВяМг0
и в общем виде после преобразований:
КИ
ки
1 + КИ
-- 3 + КИ
(9)
Тестиро вание расчета для сплава АМгб велось с корректироок ой (рис. 4) по (9). Алгоритм расчета
Учеи предела прочности, асимметрии цикла и метод. испытания. Учитывая прак+ивесиог оясвт-ствие инф ормации о кривых усталости при пределе длителимй выносливости аг (г ^ — 1), запредельную тру.оемкость экспериментального построения кривых усталости при разных параметрах ЦТЗД и некоторые оМщие закономерности поведения этих кривых, предлагается при оценке выносливости принять следующие допущения:
— пр и измене нии предела длительной выносливости аг кривые усталости 1д—(а) материала перемещаются по оси мапряжений на величину его изменения пираллельно исходным для симметричного цикла;
— величина смещения кривой по оси напряжений равна сумме поправок от изменения предела выносливости, коэффициента асимметрии цикла г и способа деформирования (изгиб или растяжение) (6), (7), (8) и суммируется к расчетному эквивалентному ннпояжению. Получаем
Рис. 4. Корректировка кривой усталости и расчета ^ДО
эквивалентного напряжения не изменялся, но учитывалась зависимость (1) коэффициента линейного расширения от температуры.
В качестве исходной принята цифровизация кривой усталости из [2].
Прогноз выносливости при несимметричном цикле по расчетной криво й усталости. П редставим несимметричный цикл как сумму двух пульса+ион-ных циклов с длительным пределом №1 нвсливости -МД^) и длительиостью каурого N. По линей-
ной гипотезе суммирования +сталостны- повреждений [10] имеем:
N N „ — в-= 1 .
N N
Откуда, вычисляя по скорректированной кривой усталости N1(а1э) и О(а2э0 оцониваем выносливость при ЦТЗД: Э
N о
N в • N 2 N. + N 2
(10)
При отсутствии экспериментальной кривой усталости при изгибе иг = — 1, достаточно экспериментально определить —Д^) и — это 4 — 6 испытаний при расчетных а и соответствующих температурах. В то же оремя постовение кривой усталости требует не меоее 20-ти испытаной при нормальной температур плюс статические исьыта-ния при заданных темпеуатурах.
Дополнительные статичевкие испытания. В качестве испытательноа мамины, а ыовтаао экспериментального стенда, иэпользовалась универсальная испытательная машин а к Яое11 2010 АПгоипсЗЦпе с термокамерой дли наьревь экспериментального образца, для охлаждении доиолнительно устанавливался баллон с жидким азотом. Испытывалось от двух до пяти об]ьазоов при лемпературах 20 оС, 75 оС, 150 оС, -50 °С, -75 °С. Для каждой температуры вычислялись среиниь зкачения параметров.
Образцы изготавливались из материала объекта, т.е. сохранялось влияыше технологии изготовления на механические хаиаитоиистиии.
а
а
а , -
я1
2
я1
а
В
+
а
-1изг
Ов о о
а
+
Машина выдавала на печать с мелким шагом деформацию е. и условное измеренное напряжение а ..
и,1
Предел прочности ав в испытательной машине определяется автом атич ески.
Текущий измереннчш модуль нормальной упругости Е вычислялчя как
К>)
(11)
Д = Al + М.
(12)
Представим, что последовательно с основным образцом (JBo) соединен тткой же образец, но с другим модулем (Ek). Соответственно, вычисляемый дсффсренцсавв дсформации образца увеличивается:
de д
Al АД
l
l
Д4 i
Д Os„ + de„
и измеренный моддль Юнга:
„ da da
E,, д -
Os OR + Os,
(13)
(14)
После преобрдоовддия:
мальной температуре Ец = 0,753 • 103 МПа), то можно без учета влияния температуры оценить величину Ек в серии соответствующих опытов:
Eэ • E
E0 Ea
Eэ - E
E 0 Eu
(16)
Условный предот векуеести а02 опротеляетя как напряжение при горизонтальном участке диаграммы или в точке с очев одным резким уменьшением Е .(а .) и последующим его увеличением.
Измеренный модуль Еи определялся как максимальное значение текущего озмекснного модуля. Соответствующее напуяжение — предел упкугог
сти а .
у
В литературе пеи иепытаниях на несовременных машинах рекомендуется
ая = (0,5. „0,7) Оыт
Предел пропорциоя[аляности аПц определялся как напряжение, при котором текущий измеренный модуль соответствует 0,5Ец.
Оценка фактияееквяо модуля Юнга при испытаниях. Проблема заключаееся в том, что перемещение Д, измеряемме испытательной машиной, складывается из не посредственн ого удлинения испытуемого образца А1о и мпяУг°го перемещения в контактах зажимов и не рабочих элементов образца Д1к:
После расчета тя фонмуее (16) Ек = 0,761 • 105 МПа.
Значение Ек(1) при соответствующей температуре оцениваем умножени ем Ек на со отношение средних при опытах модукей я|ви теяущей и нормальной температурая:
Ek (t) дЕк
Eu (t)
Еu (t д 20)
(17)
Для опыта при донном t фактический модуль Юнга образца из (15):
E0(t) д
E„(t) • EK (t) Ex(t) - Eu(t)
(18)
Сравнение омытов со справочными значениями и аппроксимация результатов на температуру —150 °С. Графическая иллюстрация результатов приведена на рис. 5. Там же приведена и линия тренда при I = -150 °С.
После оцифровки результатов проведенных опытов получаем:
аВ = -0,6659f + 332,06,
a02 = -0,002f2+0,398f +155,51,
аПц = -0,254Г + 162,99. Для вычисления эквивалентных напряжений по результатам экспериментов получаем зависимости (5):
eOs _
Oa E,,
Is + Os
Д_
E,,
Oa 1
E„
Ek
_1
Ek
Рис. 5. Пределы прочности и текучести
(15)
где Ео — фактичесяий модаль обртзца, а Ек — условный модуот кяитакта иажимов и нерабочих элемент ов обризтщ. Принмео допущение, что Д1к линейно относительно увловного инпряжения.
Если им зеттяы миууса., измеренный специ-аяьныти точными меяодами на базе действительного удлинения образца (у АМг6 справочное И К у 0,71 • 105МЫт ме1]ри ноу ма лтной температуре), и соответствующее с опыте (определено при нор-
Рис. 6. Оцифрованные кривые усталости: по среднему N минимальному N и максимальному N
а, . -ст
(+1
е... .-е
>+1
+
Результаты расчета выносливости
Таблица 1
N — расчет по минимуму
К"-]- К И1р,
0,42 0,43 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,5
0,8 1,79Е + 05 1,65Е + 05 1,53Е + 05 1,41Е + 05 1 ,30Е + 05 1,21Е + 05 1,12Е + 05 9,58Е + 04
0,85 1,44Е + 05 1,34Е + 05 1,24Е + 05 1,15Е + 05 1,07Е + 05 9,89Е + 04 9,19Е + 04 7,94Е + 04
0,9 1,26Е + 05 1,09Е + 05 1,01Е + 05 9,43E+04 8 ,78Е + 04 8,17Е + 04 7,61Е + 04 6,62Е + 04
Nmш — - расчет по максимуму
0,42 0,43 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,5
0,8 6,76Е + 05 6,12Е + 05 55,53Г5Е + 05 5 , 04Е + 05 4,58Е + 05 4,18Е + 05 3,81Е + 05 1,66Е + 02
0,85 5,21Е + 05 4,74Е + 05 4,33Е + 05 3,96Е + 05 3,62Е + 05 3,32Е + 05 3,05Е + 05 2,59Е + 05
0,9 4,07Е + 05 3,73Е + 05 3,42Е + 05 3,15Е + 05 22!,90 Е + 05 2,67Е + 05 2,47Е + 05 2,12Е + 05
Ncpeд — расчет по среднему при ^^ > N=1,2; Е + 05 > Nm¡n.
0,42 0,43 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,5
0,8 - - - - - - 1,53Е + 05 1,24Е + 05
0,85 - "а - 1,61Е + 05 1,45Е + 05 1,31Е + 05 1,18Е + 05 9,63Е + 04
0,9 - 1,51Е + 05 1,36Е + 05 1,23Е + 05 1,12Е + 05 1,01Е + 05 9,18Е + 04 7,58Е + 04
— при повышенных температурах а = 1,4438, Ь = - 843,81, с = 11577о;
— при пониженных тампературах а = 0,4012, Ь = -317,51, с = 62585.
Зависимости использооалисо в Ы2) при расчете а .
э
Учет рассеяния результатов в кривой усталости. Получаем оцифрованные кривые усталости: по среднему N, по мииимьыьному N и максимальному N, а также их полиноминальные ряды (рис. 6).
Проводим расчеты выносливости и принимаем в расчет только те результаты, в которых
N > N > N. .
тах тт
(19)
0,775
0,825 0,85 0,875 0,9 0,925
- 1.1КГ
к.
"о
■Допустимая область для АМдб
Рис. 7. Область коэффициентов к°~"™ и К°, для которой выполняется условие(19)
Сводим результаты иосчёта выносливости в табл. 1.
Меняем коэффициенты иб) и ик) в соответствующих пределах и находим ибласти их допустимого изменения (рис. 7)
Верхний предел К^17' идентичен цветным металлам, а нижний — данным, указанным в [6] для алюминиевых сплавов. При опытном N = 1,2 • 105 расчет по минимуму дает выносливость Nm.n = = (0,87...1,17) • 105, а по максимуму — Nmax = = (2,67.3,73) • 105. То есть дает точность оценки выносливости, удовлетворительную для усталости.
Получаем, что в предКлах изменения коэффициентов для цветных металлов раичет по среднему для сплава АМг6 хорошо соответствует опыту N = = е,2-10^ прж
е
-1рает п п в И
—— = о,9 и е^]-' = —
■ = 0,45...0,46
ее р.,т = иваает = 0,85 и К= —
0,47...0,48
Расчет при К0''"" = 0,9 практически соответствует данным, приведённым в работе [6] для алюми-
: 0,85 — для цветных
ниевых сплавов, а при К^ металлов.
Для сплаеа РШК6 можно рекомендовать расчет долговечности по среднему К,1,=оп = (0,85 е- 0°90) / 2 при значении К(-'••' = 0,465 , 000т,е!е=с,1^]^;^;)щем опытному N= 120000 циклов , а именно принять для любых параметре в ЦТЗК:
КИ
: 0,875, Ки'^" =00,40:8)
Положение этойрабочей точки см. рис. 7.
Графическая иллюстрация к табл. 1 приведена на рис. 8.
Рекомендуемый алгоритм расчета выносливости при ЦТЗД адекватен итребует только наличия кривой усталости при симметрич но м иэтибе и результатов статических испытанКЙ при температурах ЦТЗД. Достаточно просто иметь кривую выносливости по средним значениям и нужно знать предел выносливости при симметричном изгибе, который в авиации и космонавтике вычисляется как максимальное напряжение, при котором пять образцов подряд выдерживают базовое число циклов. На этом процессе и сосредоточены основные ис-
о
Расчетные Ысред(Краст/изг.Кизг/аВ) и N опытное
0,43 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,49 0,50
Краст/изг
— Краст/изг=0 8
- Мспыт
Краст/изг=0,85 - -■- - Краст/изг=0,9 -Краст/изг-0,875 —•—Раб точка
Рис. 8. Иллюстрация к расчетамв таблице 1
пытания на выносливость. 15 ЦТЗД же нужно знать ограниченную выносливость, определению которой редко уделяют внимание. Осо= ентб когда цикл напряжений сочетается с циилом температур при деформациях за пределамю за1«ша Гука (иcпыоa6вя сложны, громоздки и нецелее ообразны).
При отсутствии данных по фактичКСкой =ынос-ливости можно для алюминиевых сплавов взять нижнюю её оценку при К1']т = 0,9 и КИ;"" = 0,45
N > 0,943405.
Этот результат выделен полужирным шрифтом в табл. 1 и, ожидаемо, примерно равен 0,8 • 120000 (нормальный разброс числа циклов до разрушения при усталости ±20 %).
Заключение
1. Решена проблема оценки выносливости алюминиевых сплавов при ЦТЗД и соответствующих эквивалентных напряжениях растяжения-сжатия.
2. Разработана методика расчета выносливости на базе результатов стандартных механических испытаний образцов на растяжение при экстремальных температурах цикла и обобщении известной информации о закономерностях изменения параметров выносливости рассматриваемого материала применительно к условиям ЦТЗД.
3. Проведена апробация разработанной методики на примере сплава АМг6 в составе корпуса модуля «Заря» международной космической станции, фактическая выносливость которого подтверждена расчетом и адекватна в пределах номинального физического разброса выносливости до 20 %.
4. Разработанная методика позволяет проводить оценку ресурса низколетящих орбитальных объектов без проведения длительных натурных испытаний, ограничиваясь при необходимости осреднен-ной кривой усталости при изгибе и статическими испытаниями при температурах ЦТЗД.
Благодарности
Работа выполнена в рамках соглашения № 23101В от 23.06.2023 г. по гранту «Приоритет-2030».
Библиографический список
1. Лесняк И. Ю., Соколовский З. Н., Гавриленко С. В. Анализ выносливости конструкций в условиях циклических температурных нагружений // Омский научный вестник. 2021. № 6 (180). С. 16-20. БОН 10.25206/1813-8225-2021-180-16-20. ЕБ№ 07ККМУ.
2. Лесняк И. Ю., Соколовский З. Н., Гавриленко С. В. Исследование выносливости сплава АМг6 при циклическом объемном
температурном деформировании // Омский научный вестник. 2022. № 4 (184). С. 30-35. DOI: 10.25206/1813-8225-2022-184-30-35.
3. Салахутдинов Г. М. Тепловая защита в космической технике. Москва: Знание, 1982. 64 с.
4. Ерпалов А. В., Шефер Л. А., Рихтер Е. Е. [и др.]. Усталостные испытания материалов и конструкций с использованием современного оборудования // Контроль и испытания. 2015. Т. 15, № 2. С. 70-80. EDN: TLJIEN.
5. Бабичев А. П., Бабушкина Н. А., Братковский А. М. [и др.]. Физические величины: справ. Москва: Энергоатомиздат, 1991. 1232 с. ISBN 5-283-04013-5.
6. Потапова Л. Б., Ярцев В. П. Механика материалов при сложном напряженном состоянии. Как прогнозируют предельные напряжения? Москва: Машиностроение-1, 2005. 244 с. ISBN 5-94275-197-8.
7. Федосьев В. И. Сопротивление материалов. 3-е изд. Москва: Наука. 1964. 540 с.
8. Справочник инженера. URL: https://inzhener-info. ru/razdely/materialy/deformiruemye-alyuminievye-splavy/ splavy-alyuminiya-s-magniem-magnalin-svarivaemye/splav-alyuminievyj-amg6-s-magniem-magnalij-svarivaemyj.html (дата обращения: 05.11.2023).
9. Пономарёв С. Д. [и др.]. Теоретические основы и экспериментальные методы. Расчеты стержневых элементов конструкций при статической нагрузке. В 3 т. Т. 1. Расчеты на прочность в машиностроении. Москва: Машгиз. 1956. 884 с.
10. Тимошенко С. П. Сопротивление материалов. В 2 т. Т. 1. Элементарная теория и задачи. Москва: Наука. 1965. 364 с.
ЛЕСНЯК Иван Юрьевич, кандидат технических наук, и. о. заведующего, доцент кафедры «Машиноведение» Омского государственного технического университета (ОмГТУ), г. Омск. БРНЧ-код: 6114-0646 Яе8еагсЬетГО: Е-6397-2014 ОЯСГО: 0000-0002-9481-5985
СОКОЛОВСКИЙ Зиновий Наумович, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Машиноведение» ОмГТУ, г. Омск. БРНЧ-код: 2094-1470 АиШотГО (РИНЦ): 864068
ФЁДОРОВА Мария Александровна, кандидат технических наук, доцент кафедры «Машиноведение» ОмГТУ, г. Омск. БРНЧ-код: 8189-1115 АиШотГО (РИНЦ): 984405 ОЯСГО: 0009-0006-4530-4739
ГАВРИЛЕНКО Сергей Вячеславович, аспирант, ассистент кафедры «Машиноведение» ОмГТУ, г. Омск.
ОЯСГО: 0009-0006-8316-3068 Адрес для переписки: 8етд11-1999@та11.га КАЗАКОВ Александр Юрьевич, старший преподаватель кафедры «Машиноведение» ОмГТУ, г. Омск. КОНОВАЛОВ Владимир Евгеньевич, старший преподаватель кафедры «Машиноведение» ОмГТУ, г. Омск. БРНЧ-код: 3104-3997 АиШогГО (РИНЦ): 749994
Для цитирования
Лесняк И. Ю., Соколовский З. Н., Фёдорова М. А., Гавриленко С. В., Казаков А. Ю., Коновалов В. Е. Проблема оценки выносливости элементов корпуса низколетящих орбитальных объектов // Омский научный вестник. 2024. № 2 (190). С. 2936. Б01: 10.25206/1813-8225-2024-190-29-36.
Статья поступила в редакцию 14.11.2023 г. © И. Ю. Лесняк, З. Н. Соколовский, М. А. Фёдорова, С. В. Гавриленко, А. Ю. Казаков, В. Е. Коновалов
udc 62017838 I. YU. LESNYAK
DOI: 10.25206/1813-8225-2024-190-29-36
EDN: YKAJRA Z. N. SOKOLOVSKY
M. A. FEDOROVA S. V. GAVRILENKO A. YU. KAZAKOV V. E. KONOVALOV
Omsk State Technical University, Omsk, Russia
THE PROBLEM OF ASSESSING ENDURANCE OF HULL ELEMENTS OF LOW-FLYING ORBITAL OBJECTS
The paper analyzes the issue of calculating the endurance of the body of low-flying orbital objects from cyclic temperature alternating deformation beyond the limits of Hooke's law. The practical absence of direct calculation methods is stated. An indirect calculation is proposed on the basis of available experimental data on mechanical tests of samples with the «stress» parameter and an algorithm for transition from actual deformations to equivalent stresses. The calculation method is based on the use of the existing experimental fatigue curve under a symmetrical bending cycle, the results of static tensile tests at extreme cycle temperatures, and a generalization of known information about the patterns of changes in the endurance parameters of the material under consideration in relation to the conditions of cyclic temperature alternating deformation. The adequacy of the methodology is verified using the example of depressurization of the housing of the Zarya orbital module of the international space station, made of AMg6 alloy after »120,000 cycles of alternating temperature loading. The difference between the calculated and actual endurance of the AMg6 alloy is within the natural range of 20 % during fatigue testing.
Keywords: endurance assessment, temperature cycle, deformation, cracks, loading.
Acknowledgements ispytaniya. Control and Testing. 2015. Vol. 15, no. 2. P. 70 — 80.
(In Russ.).
The work is performed under agreement No. 23101B 5. Babichev A. P., Babushkina N. A., Bratkovskiy A. M. [et al.].
dated 23.06.2023 under the grant «Priority-2030». Fizicheskiyye velichiny: sprav. [Physical quantities: handbook].
Moscow, 1991. 1232 p. ISBN 5-283-04013-5. (In Russ.).
References 6. Potapova L. B., Yartsev V. P. Mekhanika materialov
pri slozhnom napryazhennom sostoyanii. Kak prognoziruyut
1. Lesnyak I. Yu., Sokolovskiy Z. N., Gavrilenko S. V. predel'nyye napryazheniya? [Mechanics of materials under Analiz vynoslivosti konstruktsiy v usloviyakh tsiklicheskikh complex stress states. How are ultimate stresses predicted?]. temperaturnykh nagruzheniy [The analysis of structural Moscow, 2005. 244 p. ISBN 5-94275-197-8. (In Russ.).
fatigue under cyclic temperature loads] // Omskiy nauchnyy 7. Fedos'yev V. I. Soprotivleniye materialov [Strength of
vestnik. Omsk Scientific Bulletin. 2021. No. 6 (180). P. 16-20. materials] 3rd ed. Moscow, 1964. 540 p. (In Russ.).
DOI: 10.25206/1813-8225-2021-180-16-20. EDN: OZKKMV. 8. Spravochnik inzhenera [Engineer's Handbook]. URL:
(In Russ.). https://inzhener-info.ru/razdely/materialy/deformiruyemyye-
2. Lesnyak I. Yu., Sokolovskiy Z. N., Gavrilenko S. V. alyuminiyevyye-splavy/splavy-alyuminiya-s-magniyem-magnalin-Issledovaniyye vynoslivosti splava AMg6 pri tsiklicheskom svarivayemyye/splav-alyuminiyevyj-amg6-s-magniyem-magnalij-ob"yyemnom temperaturnom deformirovanii [Investigation svarivayemyj.html (accessed: 05.11.2023). (In Russ.).
of endurance of AMg6 alloy under cyclic volumetric thermal 9. Ponomarev S. D. [et al.]. Teoreticheskiye osnovy i
deformation] // Omskiy nauchnyy vestnik. Omsk Scientific eksperimental'nyye metody. Raschety sterzhnevykh elementov
Bulletin. 2022. No. 4 (184). P. 30-35. DOI: 10.25206/1813-8225- konstruktsiy pri staticheskoy nagruzke. V 3 t. T. 1. Raschety
2022-184-30-35. (In Russ.). na prochnost' v mashinostroyenii [Theoretical foundations and
3. Salakhutdinov G. M. Teplovaya zashchita v kosmicheskoy experimental methods. Calculations of rod structural elements tekhnike [Thermal protection in space technology]. Moscow, under static loading. In 3 vols. Vol. 1. Strength calculations in 1982. 64 p. (In Russ.). mechanical engineering]. Moscow, 1956. 884 p. (In Russ.).
4. Erpalov A. V., Shefer L. A., Rikhter E. E., Taranenko P. A. 10. Timoshenko S. P. Soprotivleniye materialov. V 2 t. T. 1. [et al.]. Ustalostnyye ispytaniya materialov i konstruktsiy s Elementarnaya teoriya i zadachi [Resistance of materials. In 2 vols. ispol'zovaniyem sovremennogo oborudovaniya [Fatigue tests of Vol. 1. Elementary theory and problems]. Moscow, 1965. 364 p. materials and structures using modern equipment] // Kontrol' i (In Russ.).
LESNYAK Ivan Yurievich, Candidate of Technical Sciences, Acting Head, Associate Professor of Mechanical Engineering Department, Omsk State Technical University (OmSTU), Omsk. SPIN-code: 6114-0646 ResearcherlD: E-6397-2014 ORCID: 0000-0002-9481-5985
SOKOLOVSKY Zinoviy Naumovich, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Associate Professor of Mechanical Engineering Department, OmSTU, Omsk. SPIN-code: 2094-1470 AuthorlD (RSCI): 864068
FEDOROVA Maria Aleksandrovna, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of Mechanical Engineering Department, OmSTU, Omsk. SPIN-code: 8189-1115 AuthorID (RSCI): 984405 ORCID: 0009-0006-4530-4739
GAVRILENKO Sergey Vyacheslavovich, Graduate Student, Assistant of Mechanical Engineering Department, OmSTU, Omsk. ORCID: 0009-0006-8316-3068 Correspondence address: serg11-1999@mail.ru KAZAKOV Alexander Yurievich, Senior Lecturer of Mechanical Engineering Department, OmSTU, Omsk. KONOVALOV Vladimir Evgenyevich, Senior Lecturer of Mechanical Engineering Department, OmSTU, Omsk.
SPIN-code: 3104-3997 AuthorID (RSCI): 749994
For citations
Lesnyak I. Yu., Sokolovsky Z. N., Fedorova M. A., Gavrilen-ko S. V., Kazakov A. Yu., Konovalov V. E. The problem of assessing endurance of hull elements of low-flying orbital objects // Omsk Scientific Bulletin. 2024. No. 190 (2). P. 29-36. DOI: 10.25206/1813-8225-2024-190-29-36.
Received November 14, 2023.
© I. Yu. Lesnyak, Z. N. Sokolovsky, M. A. Fedorova, S. V. Gavrilenko, A. Yu. Kazakov, V. E. Konovalov
