CC BY
14УДК 621.791.011:629.78.023
влияние искажения формы конструкции на ее несущую способность
© 2016 г. Софинский А.Н.
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
В статье описано искажение формы тонкостенных оболочек, вызванное поперечной и продольной усадкой конструкционного материала в процессе формирования сварного шва. Это явление характерно для топливных баков ракет-носителей, разгонных блоков, двигательных установок космических аппаратов и для герметичных отсеков: обитаемых, грузовых, приборных. Изложена методика аппроксимации искаженной формы оболочки, даны примеры расчета напряженно-деформированного состояния оболочки с фактически полученной в изготовлении геометрией. Показано, насколько радикально изменяются напряжения в зоне сварочных утяжек по сравнению с напряжениями в оболочке правильной формы. Приведены результаты расчетов и экспериментальные данные по снижению несущей способности оболочек из высокопрочных материалов, а также по многократному снижению ресурса оболочек из высокопластичного материала при циклическом нагружении вследствие искажения геометрии. Показано, что сварной шов в совокупности с измененной геометрией оболочки является наиболее уязвимым местом конструкции с точки зрения прочности. Отмечена наибольшая зависимость от утяжек конструкций из высокопрочных материалов. Приведены примеры из практики создания ракетно-космических конструкций.
Ключевые слова: оболочка, сварочные утяжки, искажение формы, расчеты, напряженно -деформированное состояние, прочность.
impact of structural shape distortion on its load-bearing capability
soflnskiy A.N.
S.P. Korolev Rocket and Space Public Corporation Energia (RSC Energia) 4A Lenin str., Korolev, Moscow region, 141070, Russian Federation, e-mail: post@rsce.ru
The article describes a distortion of thin-wall shells caused by transverse and longitudinal shrinkage of a structural material during formation of a joint weld. This phenomenon is typical for fuel tanks of launch vehicles, upper stages, propulsion systems of space vehicles and spacecraft and pressurized compartments, i.e. habitable, cargo, instrument compartments. The procedure of approximating the distorted shell shape is presented, and examples of calculation of stress-strain behavior of the shell with the geometry actually obtained in manufacturing are given. It is shown how drastically stresses vary in the area of shrinkage cavities as compared to stresses in the shell of a regular shape. Given are calculation results and experimental data on decrease of a load-bearing capability of the shells of high-strength materials, as well as many-fold reduction of service life of shells made of a high-ductile material under cyclic loading due to geometrical distortion. It is shown that the joint weld in conjunction with a modified geometry of the shell is the most vulnerable structural point in terms of strength. The highest dependence on the shrinkage cavities of high-strength materials is specified. Cases of development of rocket and space structures are provided.
Key words: shell, shrinkage cavities, shape distortion, calculations, stress-strain behavior, strength.
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
СОФИНСКИй А.Н.
Исходные посылки для расчетно-теоре-тического определения несущей способности конструкции всегда содержат неопределенности, обусловленные отклонениями от номинальных значений параметров объекта расчета в пределах, регламентированных технической документацией, определяющей его облик. Центральная, главная часть задач о прочности и устойчивости конструкций — расчет напряженно-деформированного состояния (НДС) — базируется на сочетании трех исходных факторов: геометрической конфигурации, физических свойств материалов и совокупности действующих на конструкцию нагрузок. Само собой разумеется, что точность результата расчета решающим образом зависит от достоверности заложенных в него исходных данных. Не касаясь вопросов точности определения нагрузок, температурных полей, монтажных напряжений и прочих факторов, а также возможности и корректности линейного суммирования результатов их воздействий на конструкцию, отметим, что как физические, так и геометрические модели любой детали имеют много неопределенностей.
Так, при оценке точности сформированной физической модели конструкции даже из изотропного материала следует учитывать, что разброс в значениях физических констант и механических характеристик конструкционных материалов составляет до 10%. Кроме того, в качестве функциональной зависимости напряжений от деформаций а = /(в), как правило, принимается диаграмма а—в, построенная экспериментально для одноосного напряженного состояния. В расчетах для сложного напряженного состояния эта же диаграмма используется, как правило, в качестве функциональной зависимости интенсивности напряжений а. от интенсивности деформаций в., хотя отличия в характере процесса имеют место уже при двухосном деформировании, не говоря уже об объемном (трехосном) напряженном состоянии.
В такой физической модели материал остается изотропным. Более корректной является гипотеза деформационной анизотропии, когда за пределом пропорциональности модуль Юнга представляется в виде матрицы с компонентами, соответствующими компонентам тензоров напряжений и деформаций. Сложность неизмеримо возрастает для изначально анизотропного материала.
Геометрический облик детали, определенный чертежом или электронной моделью, также содержит множество неопределенностей: допуски на линейные и угловые размеры, непараллельности, неперпендикулярности, отклонения от прямолинейности, от теоретической линии и т. д. Поскольку все эти отклонения влияют не только на НДС, но и на несущую способность, учет их в расчетах необходим. Действующие нормативные документы предписывают, например, считать прочность по минимальным толщинам, а устойчивость — по номинальным, что, кстати, не всегда правильно. Очевидной является необходимость учета непрямолинейности и эксцентриситета стержней при расчете конструкций на устойчивость при сжатии, поскольку они изначально формируют продольно-поперечный изгиб с увеличением изгибающего момента в процессе нелинейного деформирования. Общеизвестно также влияние начальных неправильностей формы оболочек на величину критических напряжений при сжатии. Сжимающие нагрузки своим воздействием на конструкцию принципиально отличаются от растягивающих тем, что поперечный изгиб, вызванный ими на начальных прогибах, увеличивает последние, приводя в результате к преждевременной потере устойчивости.
Растягивающие нагрузки уменьшают поперечные перемещения, выпрямляя стержень, пластинку или оболочку, из-за чего влияние начальных неправильностей формы на несущую форму конструкции не столь очевидно, менее критично и избирательно. Вместе с тем,
для определенных конструкций из определенных материалов и при определенных видах нагрузок неучет искажений формы приводит к неожиданным и неприятным последствиям в виде преждевременных разрушений. Характерным примером таких конструкций являются герметичные сварные тонкостенные оболочки из высокопрочных материалов под действием внутреннего давления.
Следует отметить, что искажение формы неизбежно приводит к изменению НДС независимо от причины появления начальных неправильностей конструкции. Внимание к сварным оболочкам обусловлено обязательным сочетанием двух факторов: утяжки и снижения прочности материала в сварном шве и околошовной зоне.
Рассмотрению проблемных вопросов, возникших в процессе реальных работ по созданию ракетно-космических конструкций такого класса, посвящена настоящая статья. В ней излагаются предложения по аппроксимации формы, методике расчета НДС, оценке прочности, прогнозированию несущей способности оболочек с типичным искажением геометрии. Приведены примеры из практики с анализом причин преждевременных разрушений и рекомендациями по их предупреждению.
типичное искажение формы сварных оболочек
Искажение формы тонкостенных оболочек в виде прогибов в зоне сварного соединения, вызванных поперечной и продольной усадками материала шва, исчерпывающе описано в литературе. Аналитические решения для вычисления сварочных деформаций, перемещений, напряжений приведены в работах [1, 2]. Осесимметричные решения, полученные на основе теории тонких оболочек В.В. Новожилова [3], приведены в работе [4]. Там же дается сравнение расчетных и экспериментальных данных для оболочек из алюминиевого сплава АМг6 и магниевого сплава МА-2-1. Влияние сварочных перемещений на напряженное состояние сферической оболочки в осесимметричной постановке рассмотрено в статье [5].
Наиболее типичным, характерным видом искаженной сварной оболочки является зона сварного шва фланца, вваренного в полюсную часть сферической оболочки. Практически все герметичные отсеки космических кораблей и аппаратов так же, как и топливные баки ракет, разгонных блоков, двигательных установок имеют подобные компоненты в своей
конструкции. На рис. 1 схематично изображена такая оболочка с вваренным фланцем.
Рис. 1. Искаженный участок оболочки: К — радиус сферической оболочки; Ь — толщина оболочки; Ж — перемещение (просадка) фланца в результате сварочных деформаций; а — угол сечения сферической оболочки, на котором реализовано искажение ее формы; точка С — центр окружности образующей, которая формирует торовую поверхность; а — радиус образующей дуги тора; Ь — радиус направляющей окружности тора; р — угол сечения торовой оболочки; I — длина дуги, соответствующая углам а и р
В работе [4] предложено аппроксимировать искаженный участок оболочки торовой поверхностью.
Из треугольника ВСЕ по теореме косинусов следует ВС2 = ЕС2 + ЕВ2 - 2ЕС-ЕВсо8 а. Учитывая, что ЕС = К - а, а ЕВ = К - Ж, получим
a = R
/ W \ (1 - cos а)(1 - —) R
W
(1 - cos а) + — cos а R
Как указано в статье [5] и подтверждено нашими результатами, величина угла а лежит в пределах 10...15°. Поэтому в представлении функции косинуса в виде ряда
а
2n
cos а = У(-1)п
n-oV (n + 1)!
можно ограничиться двумя членами, т. е.
. а2 cos а = 1 - — • 2
Тогда для параметров торовой поверхности — радиусов образующей и направляющей окружностей торовой поверхности — получим следующие формулы:
1 - w
R
а = R
1 + 2 RW(i 12
I2
■ (l - -ii) v 2R2'
b = (R - a)sin ( — + e) .
Изменение напряженно-деформированного состояния
Естественно, что в зоне искаженной формы оболочки существенно изменяется НДС. Основной нагрузкой для рассматриваемых конструкций (оболочки герметичных отсеков и топливных баков) является внутреннее давление. В пределах поверхности I (см. рис. 1) мембранные напряжения от внутреннего давления р вычисляются по формулам для торо-вой оболочки
2Х + 8Шф рЬ . а
а =----—, где к = — .
2(Х + 8Шф) п Ь
На границе зоны I при ф = р поверхность и, соответственно, формулы для мембранных напряжений безмоментной теории оболочек принимают вид:
рЯ
а2 = а1 = 2Г '
Кроме мембранных напряжений, по законам деформирования торовой оболочки в зоне, прилегающей к сечению с нулевой гауссовой кривизной, имеют место изгибные напряжения. Третьей составляющей НДС рассматриваемой зоны являются деформации и напряжения краевого эффекта (обусловленные жестким включением — фланцем), затухающие на расстоянии
В статье [5] предложен алгоритм вычисления НДС, основанный на прямом интегрировании одномерных уравнений равновесия оболочки вращения [6] на промежутке I при граничных условиях защемления в жесткий фланец на левом конце и выходе на безмо-ментное состояние сферической оболочки по усилиям и перемещениям — на правом. На рис. 2 показаны рассчитанные в качестве примера напряжения в сферической оболочке радиусом Я = 130 см с вваренным жестким фланцем диаметром 40 см, а также с замеренными в четырех направлениях и осред-ненными параметрами искажения формы оболочки: Ш = 0,25 см, I = 11 см.
Из сопоставления результатов, изображенных на рис. 2, видно, что в зоне искаженной сваркой геометрии рассчитанное для номинальных параметров оболочки НДС не имеет ничего общего с истинной картиной деформирования оболочки. Аппроксимация искаженного сферического участка торовой оболочки дает распределение НДС, качественно близкое к реальному.
Следует отметить, что современная вычислительная техника и программные комплексы [7], основанные на методе конечных
элементов (МКЭ), легко справляются с двухмерной задачей расчета НДС оболочки с искаженной геометрией (фактические параметры конструкции, разумеется, должны быть замерены).
Рис. 2. Напряжения на внешней стороне оболочки в зоне искажения формы: — мембранные по безмоментной теории;
— с учетом краевого эффекта для идеальной геометрии без искажения; — рассчитанные с учетом искажения формы; — замеренные экспериментально
Примеры из практики
Из вышеизложенного вытекает очевидный вывод, что НДС сварной оболочки следует рассчитывать, задавая ее фактическую форму с утяжками в зонах сварных швов. Эта, казалось бы, простая и естественная задача достаточно сложна в практической реализации. Во-первых, фактическая конфигурация конструкции появляется лишь после изготовления оболочки, замер и учет в расчетах ее искажений проблематичен. Во-вторых, при разработке конструкции допускаемая величина отклонений оболочки от теоретической линии назначается на основе компромисса между технологическими службами производства, которому эту конструкцию предстоит изготавливать, и проектными подразделениями, стоящими на страже массового совершенства разрабатываемого изделия, ибо чем больше отклонения от формы, тем больше должна быть толщина оболочки, а, следовательно, и ее масса. Увеличение толщины влечет за собой также технологические усложнения при операциях штамповки и сварки. Ниже приведены несколько примеров весьма драматичных ситуаций, имевших место в нашей практике создания ракетно-космических конструкций из-за неучета сварочных утяжек в оболочках.
Пример 1. Экспериментальные емкости по проекту многоразовой космической системы «Энергия-Буран» [8] были изготовлены на Куйбышевском (Самарском) заводе «Прогресс» в начале 1979 г. для исследования и подтверждения прочности и устойчивости оболочки водородного бака блока Ц. Укороченные по отношению к штатному баку емкости имели диаметры и толщины штатных оболочек. Общий вид емкости и конструкция оболочки нижнего днища в зоне центрального фланца показаны на рис. 3.
Рис. 3. Общий вид и конструкция оболочки в зоне центрального фланца
Емкости были изготовлены аргонно-дуговой сваркой из алюминиевого сплава 1201 с следующими характеристиками:
• для обечаек и днищ аь = 420 МПа, с02 = 340 МПа;
• для фланцев аь = 350 МПа, ст02 = 240 МПа;
• для сварных швов аь = 240 МПа.
Первая емкость при испытаниях нагружалась внутренним давлением воды. Преждевременное разрушение произошло в зоне вваренного центрального фланца нижнего днища по границе сварного шва со стороны фланца. Давление по нижней точке емкости, соответствующее моменту разрушения, составляло 0,48 МПа, что существенно ниже прогнозировавшегося. Помимо разрушения нижнего днища вследствие вытекания воды произошла потеря устойчивости верхней части емкости.
НДС в сферической оболочке чертежной геометрии с учетом краевого эффекта при давлении 0,48 МПа показано на рис. 4.
Рис. 4. Меридиональные напряжения в сферической оболочке:
— безмоментное состояние; — краевой эффект, наружная поверхность; — — — краевой эффект, внутренняя поверхность; ▲ — экспериментальное значение напряжений на наружной поверхности оболочки
Из расчетов и графиков рис. 4 видно, что разрушающее давление в сварном шве по безмоментной теории составляет 1,07 МПа, а с учетом краевого эффекта, вызванного жестким фланцем и ступенчатым изменением толщины, — 0,72 МПа, т. е. существенно больше, чем фактически полученное. Необходимо отметить, что по расчету напряжения достигают максимума на внутренней поверхности оболочки, при этом значения напряжений на наружной поверхности близки к нулю. Между тем проводившееся при испытаниях тензо-метрирование зафиксировало к моменту разрушения максимальные меридиональные напряжения на нагруженной поверхности вблизи сварного шва на уровне 220 МПа, т. е. близкие к разрушающим.
Металлографические исследования места разрушения не выявили дефектов, которые могли бы явиться причиной преждевременного разрушения. Вырезанные образцы сварных швов при испытаниях показали разрушающие напряжения выше 240 МПа. Специально изготовленные (!) для исследования остаточных сварочных напряжений сферические сегменты с вваренными фланцами показали уровень напряжений в меридиональном направлении до 20 МПа, в кольцевом — до 40 МПа.
И наконец, был проведен обмер нижнего днища емкости № 2, идентичной разрушенной емкости, и предназначавшейся для испытаний оболочки сжатием на устойчивость. В результате обмера получено, что центральный фланец имеет отклонение от номинального положения 25 мм. Зона утяжки составляет угол 12°. НДС нижнего днища, рассчитанное с учетом искажения формы — «просадки» фланца на 25 мм, приведено на рис. 5.
Картина распределения напряжений в зоне сварного шва радикально изменилась: уровень напряжений возрос, знак изгибающего момента
изменился, растягивающие напряжения суммировались на внешней поверхности оболочки. Рассчитанные напряжения превышали разрушающий уровень, что можно объяснить следующими тремя обстоятельствами:
• расчет проводился по результатам обмера образца-аналога, а не разрушившейся емкости;
• напряженное состояние в зоне разрушения высокоградиентное, вследствие чего незначительная сдвижка координаты приводит к существенному изменению уровня напряжений;
• в процессе нагружения искаженная форма расправляется, прогиб уменьшается, а вместе с ним уменьшаются и напряжения.
о^ МПа $
Рис. 5. Меридиональные напряжения в оболочке с искаженной геометрией: — безмоментное состояние сферической оболочки; — оболочка с утяжкой, наружная поверхность; —— — оболочка с утяжкой, внутренняя поверхность; ▲ — экспериментальное значение напряжений
Пример 2. В 1996 г. Заводом экспериментального машиностроения (ЗАО «ЗЭМ» РКК «Энергия») были изготовлены три емкости для жидкого кислорода из алюми-ниево-литиевого свариваемого сплава 1460 со следующими характеристиками:
• предел прочности ab = 490 МПа;
• предел текучести с02 = 430 МПа;
• коэффициент сварного шва kcm = 0,6.
Конструкция емкостей была разработана
при участии Института машиноведения РАН по заказу фирмы McDonnell Douglas Aerospase [9], в борьбе за выживание пытавшейся, помимо прочего, внедрять новые конструкционные материалы. Общий вид емкости показан на рис. 6.
Нижнее днище емкости представляло собой эллипсоид вращения с полуосями 1 181,3 и 590,6 мм. Всего было изготовлено три образца:
• для прочностных испытаний разработчика (РКК «Энергия»);
• для стендовых испытаний заказчика (McDonnell Douglas);
• летный экземпляр для опытной ракеты Delta Clipper (DC-ХА).
п
Ш!
Щ щ
Рис. 6. Общий вид оболочки бака окислителя для ракеты DC-ХА: 1 — нижнее днище бака; 2 — центральный фланец нижнего днища
Отставание работ от контрактных сроков привело к тому, что первый изготовленный образец после успешных заводских контрольных испытаний внутренним давлением (р = 0,59 МПа) на прочность и герметичность был отправлен заказчику. После серии дискуссий о допустимости дефектов (пор) в сварных швах, выявленных заказчиком с помощью более чувствительной рентгеноскопии, этот образец был интегрирован в ракету-носитель и успешно участвовал в летных испытаниях.
При заводских испытаниях второго образца произошло разрушение нижнего днища при давлении 0,36 МПа. Поскольку давление создавалось воздухом, разрушение носило взрывной характер. Ни место начала разрушения, ни его причина не были установлены. Обнаруженную в основном металле одного из осколков трещину длиной 5 мм и глубиной 1,5 мм, образовавшуюся при формовании днища штамповкой, пытались рассматривать как основную версию причины произошедшего, хотя с позиций механики разрушения размер дефекта был далек от критического, его ориентация и низкий уровень напряжений совершенно не соответствовали зафиксированному значению несущей способности.
Опрессовка третьей емкости проводилась водой. При величине давления 0,52 МПа в сварном шве нижнего днища образовалась трещина по границе сплавления центрального фланца с оболочкой. Картина разрушения, полностью совпадающая с описанной
в примере 1, заставила провести обмеры контура оболочки. Центральный фланец имел просадку величиной 9 мм. Технические требования чертежа на оболочку допускали отклонения от теоретической линии в пределах ±3 мм. Но это требование было снято, начиная со второго образца, без согласования и без ведома специалистов.
Результаты расчетов оболочки с искаженной геометрией приведены на рис. 7, 8.
Рис. 7. Усилия N и моменты MS в оболочке при р = 0,52 МПа в зависимости от просадки центрального фланца W, мм:
— — Ж = 0; — — ]¥ = 5; ♦ — Ж = 10
Из рис. 7 видно, что с ростом сварочной утяжки и просадки фланца увеличиваются мембранные усилия, увеличивается и меняет знак изгибающий момент. При увеличении просадки фланца до 8 мм суммарные напряжения в сварном шве достигают предела прочности.
Рис. 8. Напряженное состояние оболочки: ,
поверхность; - ■ - ■ , — — — внутренняя поверхность
наружная
Пример 3. Корпус никель-водородной аккумуляторной батареи (традиционного компонента системы энергоснабжения автоматического космического аппарата) спутника связи «Ямал-100» [10] был выполнен нетрадиционной сферической формы радиусом 172 мм с цилиндрической вставкой длиной 60 мм. Общий вид оболочки показан на рис. 9.
Рис. 9. Корпус никель-водородной батареи спутника «Ямал-100»: 1 — штуцеры-гермопереходники; 2 — сварные швы фланцев гермопереходников
Внутреннее давление в оболочке составляло 6 МПа. В качестве материала применен высокопрочный титановый сплав ВТ23.
Корпус оболочки создавался по технологии и нормативным требованиям баллонов высокого давления. В качестве заготовок для полусфер служили объемные штамповки с механической обработкой для получения оболочки номинальной толщиной 1,5 мм и образования штуцеров в полюсах. При этом в чертеже на деталь (полусферу) требование по отклонению от теоретической линии после механической обработки составляет 0,5 мм. Существенным отличием корпуса батареи от традиционного баллона высокого давления являлось наличие пяти штуцеров, вваренных в оболочку по толщине 1,5 мм и диаметру 80 мм. Штуцеры представляли собой гермо-переходники, три из которых — для датчиков давления, два — для электроклемм. Причем, после сварочных работ контроль теоретической линии предусмотрен не был. В результате, при испытаниях головной партии получены следующие значения разрушающих давлений первых шести изготовленных
образцов: 8,2; 8,3; 9,0; 10,8; 13,8; 15,4 МПа. Четыре оболочки разрушились при давлении меньше расчетной величины 13 МПа и меньше требующейся — 12 МПа. К тому же разброс в результатах оказался недопустимо большим (почти в два раза). Объяснение очевидно: снижение прочности вызвано утяжками при сварке, а разброс — различием их величины.
Влияние на несущую способность
Приведенные выше примеры показывают, сколь сильно изменяется напряженное состояние оболочки в зоне искажения геометрии. Важно также, что это наиболее уязвимая зона, ослабленная сварным швом. Радикально измененное НДС в зоне сварного шва, естественно, оказывает существенное влияние на его прочность. Из тех же примеров видно, что в значениях разрушающей нагрузки имеет место значительный разброс, обусловленный различиями в величине утяжки для конкретного образца, а падение прочности может быть в два и более раз.
Для преждевременно разрушившихся конструкций, описанных выше, характерным является тот факт, что все они изготовлены из высокопрочных материалов (алюминиевый сплав 1201, алюминиево-литиевый 1460, титановый ВТ23), имеющих близкие значения пределов прочности и текучести и низкое значение относительного удлинения при разрыве (5). Неудивительно, что в этом ряду нет конструкций из столь популярного в ракетно-космической технике (несмотря на сравнительно низкие характеристики) алюминиевого свариваемого сплава АМг-6М. Высокое значение 5 и двойная разница между аь и с02 (320 и 160 МПа) приводят к тому, что искаженная сваркой зона, доведенная нагрузкой до состояния пластичности, разгибается и тянется, превращаясь в правильную сферу, и разрушение происходит по законам, соответствующим номинальной геометрии оболочки. Эти замечательные свойства сплава, «прощающего» многие ошибки проектирования, конструирования, расчетов, технологии, производства, сделали его наиболее распространенным и столь популярным для топливных баков и герметичных отсеков. Важная деталь: применение высоконагартованного сплава АМг-6НН с характеристиками, близкими к свойствам сплава 1201, не лишают его преимуществ, свойственных сплаву АМг-6, ибо в зоне сварного шва он превращается в отожженный сплав АМг-6М со всеми его недостатками и достоинствами.
Однако возможности сплава АМг-6 также не безграничны. Об этом свидетельствует пример 4. В 2014 г. завершена экспериментальная отработка прочности узлового модуля для Международной космической станции [11]. Успешно завершены зачетные статические испытания, благополучно — вибропрочностные [12] и со значительными трудностями — ресурсные. Корпус узлового модуля представляет собой сферическую, радиусом 1 650 мм, сварную оболочку из четырехмиллиметрового листа сплава АМг-6М. Помимо двух шпангоутов и шести фланцев под стыковочные агрегаты, модуль имеет массу вваренных и приваренных элементов для крепления различного навесного оборудования. Учитывая специфику конструкции, конструкторская документация допускала отклонение от теоретической линии в пределах до 8 мм. При ресурсных испытаниях воспроизводилось повторно статическое нагружение оболочки со стороны стыковочных агрегатов, имитирующее условия орбитального функционирования модуля в составе станции с пристыкованным к нему через этот агрегат научно-энергетическим модулем. Фактическая геометрия оболочки в зоне сварного шва фланца была замерена и введена в расчетную модель. Результаты расчета НДС для номинальной и фактической геометрии оболочки приведены на рис. 10.
Все изложенные выше атрибуты искаженной сваркой геометрии присутствуют в данном примере: измененный знак изгибающего момента, увеличенные по абсолютной величине в 2,5 раза максимальные напряжения. Показания тензодатчиков, учитывая высокий показатель изменяемости НДС в рассматриваемой зоне, с удовлетворительной точностью соответствуют расчетным значениям.
Испытания проводились с одноуровневым нагружением: реальный многоуровневый блок нагрузок приводился к максимальной нагрузке. Для испытаний был выбран стыковочный агрегат (боковой) с максимальными утяжками по оболочке (до 10 мм). Расчет числа циклов до разрушения, проведенный с учетом искаженной геометрии, дал результат 11 500. Трещина в сварном шве образовалась при 9 500 циклов.
Погрешность в пределах 20% при определении ресурса — очень хороший результат. Однако для выполнения в полном объеме нормативных требований экспериментально подтвержденного результата оказалось недостаточно. Для завершения работ и выдачи положительного заключения пришлось уточнять сроки эксплуатации модуля в составе станции, конкретизировать условия его функционирования,
вводя различные индивидуальные блоки на-гружения для боковых и центральных стыковочных агрегатов, повторять испытания для центрального агрегата с трехуровневым испытательным блоком нагружения и проводить испытания сварных образцов для уточнения показателя степени кривой усталости в многоцикловой области.
Рис. 10. Напряженно-деформированное состояние: —
расчетные значения на наружной поверхности при идеальной геометрии; ■ ■ ■ ■ — расчетные значения на внутренней поверхности при идеальной геометрии; — расчетные значения на наружной поверхности для реальной (искаженной) геометрии; ■ ■ ■ ■ — расчетные значения на внутренней поверхности для реальной (искаженной) геометрии; ▲ — показания датчиков на наружной поверхности; ♦ — показания датчиков на внутренней поверхности; 1 — нормальное усилие (Ы = 16,3 тс); 2 — изгибающий момент (М = 12,0 тс ■ м); 3 — имитатор СтА; 4 — фланец СтА; 5 — оболочка
Примечание■ СтА — стыковочный агрегат.
В аспекте главной идеи статьи необходимо отметить следующее. Амплитудные значения эквивалентных симметричных циклов напряжений по Одингу в сварном шве для номинальной и искаженной геометрии составляют, соответственно, 112 и 250 МПа, отличаясь более чем в два раза. Это увеличение напряжений привело к уменьшению механического ресурса конструкции модуля в 25(!) раз.
мероприятия
Из известных [13] способов борьбы со сварочными деформациями отметим три, назвав их геометрической, деформационной и термической компенсациями.
Геометрическая компенсация — формирование в оболочке перед вваркой фланца вы-штамповки, обратной, зеркальной будущей утяжке, в результате которой фланец займет номинальное положение или близкое к нему.
Деформационная компенсация — деформация металла фланца после вварки в радиальном направлении за счет осадки (проковки) компенсационного кольца в конструкции фланца.
Термическая компенсация — вварка фланца в захоложенном состоянии.
Наиболее простым и естественным методом предотвращения нежелательного искажения формы оболочки при сварке является способ геометрической компенсации. При этом край кругового отверстия под вварку фланца поднимается путем пластической деформации на величину рассчитанной усадки фланца (Ж). Зона обратной предварительной пластической деформации представляет собой кольцо вокруг отверстия шириной 5, при этом параметр 5 связан с зоной краевого
3
эффекта I = 2ЧШ зависимостью 4 I < 5 < I.
Разумеется, следует по возможности применять менее травматичные, по сравнению с аргонно-дуговой, виды сварки: электроннолучевую, сварку трением с перемешиванием.
Обязательно включение в конструкторскую документацию требования по точности, ограничивающего отклонение от теоретической линии, с контролем фактического исполнения. Обязательна также контрольная опрессовка силовых сварных конструкций.
И наконец, при расчетной оценке несущей способности необходимо учитывать допускаемые документацией отклонения от теоретической линии или реальную форму изготовленной конструкции. При этом следует иметь в виду, что расчет несущей способности конструкции с искаженной геометрией — процесс весьма сложный, поскольку, помимо
определения фактической конфигурации и введения ее в расчетную модель, расчет требуется вести с учетом геометрической и физической нелинейностей, для чего необходимы достоверные диаграммы ст-е не только для основного материала, но и для сварного шва, а для расчета ресурса — также и усталостные кривые. Дополнительные сложности расчетов обусловлены высоким показателем изменяемости напряженного состояния, что требует мелкого шага интегрирования уравнений, мелкого шага разбиения в конечно-элементной модели и высокой точности координатного соответствия модели и конструкции.
выводы
1. Сварочные деформации, искажая форму оболочки, радикально изменяют картину напряженного состояния в зоне сварного шва, меняя знаки напряжений и увеличивая их абсолютную величину в два и более раз.
2. Искажения формы существенно снижают прочность, несущую способность, механический ресурс конструкции.
3. Конструкторская документация должна содержать ограничения на отклонения от теоретической линии и методы их контроля после изготовления.
4. Технологические мероприятия должны минимизировать сварочные утяжки.
5. Обязательна заводская опрессовка силовых сварных конструкций.
6. Отклонения от номинальной формы конструкций должны учитываться при расчетной оценке прочности и ресурса.
Список литературы
1. Талыпов Г.Б. Приближенная теория сварочных деформаций и напряжений. Л.: ЛГУ, 1957. 206 с.
2. Талыпов Г.Б. Сварочные деформации и напряжения. Л.: Машиностроение, 1973. 280 с.
3. Новожилов В.В. Теория тонких оболочек. Л.: Судпромгиз, 1962. 431 с.
4. Сагалевич В.М., Вершинский А.В. Перемещения сферической оболочки при сварке
круговых швов / Сб. Остаточные напряжения и прочность сварных соединений и конструкций (МВТУ). М.: Машиностроение, 1969. С. 92-104.
5. Кияшко В.С. Влияние круговых сварочных деформаций на напряженное состояние сферической оболочки / Межвузовский сборник научных трудов «Пространственные конструкции в Красноярском крае». Красноярск, 1974. Т. VI. С. 207-217.
6. Чернина В.С. Статика тонкостенных оболочек вращения. М.: Наука, 1968. 456 с.
7. Чигарев А.В., Кравчук А.С., Сма-люк А.Ф. ANSYS для инженеров. М.: Машиностроение, 2004. 512 с.
8. Вакулич Е.А., Варивода В.Д., Жуковский А.Е., Малеев А.Ф., Маркин А.А., Петренко С.А., Свербилов В.Я., Федоренко Г.П., Шахматов Е.В., Шорин В.П. Методы обеспечения функциональной надежности пневмогидрав-личных и топливных систем блока ракетно-космического комплекса. Самара: НПО «Импульс», 1994. 256 с.
9. Фридляндер И.Н. Воспоминания о создании авиационной и атомной техники из алюминиевых сплавов. М.: Наука, 2005. 275 с.
10. Ракетно-космическая корпорация «Энергия» имени С.П. Королёва на рубеже двух веков. 1996-2001 / Под ред. академика РАН Семенова Ю.П. М.: РКК Энергия им. С.П. Королёва, 2001. 1327 с.
11. Легостаев В.П., Марков А.В., Сорокин И.В. Целевое использование Российского сегмента МКС: значимые полученные результаты и перспективы // Космическая техника и технологии. 2013. № 2. С. 3-18.
12. Безмозгий И.М., Софинский А.Н., Черня-гин А.Г. Отработка вибропрочности узлового модуля Российского сегмента Международной космической станции // Космическая техника и технологии. 2015. № 3(10). С. 15-25.
13. Вершинский А.В., Панферов Н.М., Швецов А.В. Способы устранения сварочных деформаций от круговых швов в элементах малых толщин / Сб. Остаточные напряжения и прочность сварных соединений и конструкций (МВТУ). М.: Машиностроение, 1969. С. 155-165.
Статья поступила в редакцию 30.11.2015 г.
Reference
1. Talypov G.B. Priblizhennaya teoriya svarochnykh deformatsii i napryazhenii [An approximate theory of welding strains and stresses]. Leningrad, LGUpubl., 1957. 206p.
2. Talypov G.B. Svarochnye deformatsii i napryazheniya [Welding strains and stresses]. Leningrad, Mashinostroeniepubl., 1973.280p.
3. Novozhilov V.V. Teoriya tonkikh obolochek [The theory of thin shells]. Leningrad, Sudpromgiz publ, 1962. 431 p.
4. Sagalevich V.M., Vershinskii A.V. Peremeshcheniya sfericheskoi obolochki pri svarke krugovykh shvov. In: Ostatochnye napryazheniya i prochnost' svarnykh soedinenii i konstruktsii (MVTU) [Movements of the spherical shell when welding circumferential seams. Coll. Residual stresses and the strength of welded joints and structures (MHTU)]. Moscow, Mashinostroeniepubl., 1969. Pp. 92-104.
5. Kiyashko V.S. Vliyanie krugovykh svarochnykh deformatsii na napryazhennoe sostoyanie sfericheskoi obolochki. In: Mezhvuzovskii sbornik nauchnykh trudov «Prostranstvennye konstruktsii v Krasnoyarskom krae» [The effect of circumferential welding strains on the stressed state of the spherical shell. Collection of scientific papers spatial structures in the Krasnoyarsk territory]. Krasnoyarsk, 1974. Vol. VI, pp. 207-217.
6. Chernina V.S. Statika tonkostennykh obolochek vrashcheniya [Statics of thin-walled shells of revolution]. Moscow, Naukapubl., 1968. 456p.
7. Chigarev A.V., Kravchuk A.S., Smalyuk A.F. ANSYS dlya inzhenerov [ANSYS for engineers]. Moscow, Mashinostroenie publ., 2004. 512 p.
8. Vakulich E.A., Varivoda V.D., Zhukovskii A.E., Maleev A.F., Markin A.A., Petrenko S.A., Sverbilov V.Ya., Fedorenko G.P., Shakhmatov E.V., Shorin V.P. Metody obespecheniya funktsionalnoi nadezhnosti pnevmogidravlichnykh i toplivnykh sistem bloka raketno-kosmicheskogo kompleksa [Methods of assuring functional reliability of pneumohydraulic and fuel systems of rocket stage]. Samara, NPO Impuls publ., 1994.256 p.
9. Fridlyander I.N. Vospominaniya o sozdanii aviatsionnoi i atomnoi tekhniki iz alyuminievykh splavov [Memories of making aviation and nuclear facilities of aluminum alloys]. Moscow, Nauka publ,, 2005. 275p.
10. Raketno-kosmicheskaya korporatsiya «Energiya» imeni S.P. Koroleva na rubezhe dvukh vekov. 1996-2001 [S.P. Korolev Rocket and Space Corporation Energia on the turn of two centuries. 1996-2001]. Ed. RAS academician Semenov Yu.P. Moscow, RKK Energiya im. S.P. Koroleva publ., 2001. 1327p.
11. Legostaev V.P., Markov A.V., Sorokin I.V. Tselevoe ispolzovanie Rossiiskogo segmenta MKS: znachimye poluchennye rezul'taty i perspektivy [The ISS Russian Segment utilization: research accomplishments and prospects]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2013, no. 2, pp. 3-18.
12. Bezmozgii I.M., Sofinskii A.N., Chernyagin A.G. Otrabotka vibroprochnosti uzlovogo modulya Rossiiskogo segmenta Mezhdunarodnoi kosmicheskoi stantsii [Vibration strength design for the node module of the Russian Segment of the International Space Station]. Kosmicheskaya tekhnika i tekhnologii, 2015, no. 3(10), pp. 15-25.
13. Vershinskii A.V., Panferov N.M., Shvetsov A.V. Sposoby ustraneniya svarochnykh deformatsii ot krugovykh shvov v elementakh malykh tolshchin. In: Ostatochnye napryazheniya i prochnost' svarnykh soedinenii i konstruktsii (MVTU) [Remedy of welding strains caused by circumferential seams in elements of small thickness. Coll. Residual stresses and the strength of welded joints and structures (MHTU)]. Moscow, Mashinostroenie publ., 1969. Pp. 155-165.
