Расчеты динамического нагружения в задачах обеспечения прочности и надежности функционирования топливных пневмоклапанов сверхтяжелых ракетоносителей

Размещено на http://www.allbest.ru/

РАСЧЁТЫ ДИНАМИЧЕСКОГО НАГРУЖЕНИЯ В ЗАДАЧАХ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ПРОЧНОСТИ И НАДЁЖНОСТИ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ ТОПЛИВНЫХ ПНЕВМОКЛАПАНОВ СВЕРХТЯЖЁЛЫХ РАКЕТОНОСИТЕЛЕЙ

В.П. Сазанов

ЗАО ВКБ РКК «Энергия»

Аннотация

ракетоноситель нагружение топливный пневмоклапан

Приведена методика расчётов динамического нагружения при срабатывании криогенного топливного пневмоклапана на основании опыта создания группы агрегатов окислительной системы центрального блока ракетоносителя «Энергия».

Ключевые слова: криогенный топливный пневмоклапан, пневмопривод, гидравлический демпфер, начальные условия, коэффициент сопротивления.

Основная часть

Выбор параметров агрегатов пневмогидравлических систем ракетоносителей с учётом динамического нагружения при срабатывании является актуальной проблемой при их проектировании с точки зрения обеспечения требуемого ресурса и надёжности.

В данном исследовании предлагаются методы решения указанной проблемы на основании опыта проектирования группы криогенных топливных пневмоклапанов системы окислителя (жидкого кислорода) центрального блока ракетоносителя «Энергия».

Математическое моделирование динамических процессов в топливных пневмоклапанах в общем случае объединяет в себе совместное рассмотрение механической, пневматической и гидравлической систем клапана. Известно, что решение таких задач, где стыкуются объекты различной физической природы, затруднено или вообще не может быть получено даже современными средствами, если пользоваться точными уравнениями каждой системы в отдельности. Значительное упрощение при математическом моделировании достигается путём разделения процесса работы клапана на определённые этапы. Циклограмма срабатывания пневмоклапана приведена на рис. 1.

Этап I () представляет собой время задержки или наполнения полости управляющего цилиндра от момента подачи управляющего газа до начала страгивания поршня.

Этап II () - собственно время движения поршня до момента контактирования. Суммарное время срабатывания определяется как сумма .

Этап III () - время контактирования тарели с седлом клапана, при котором происходит исследуемый процесс динамического нагружения.

Расчёт времени срабатывания пневмоклапанов сводится к решению системы уравнений состояния пневматической, гидравлической и механической систем. В научно-технической литературе, в которой рассматривается проектирование пневмоустройств, достаточно подробно изучены вопросы расчёта времени срабатывания [1, 6, 7], в связи с чем этот вопрос не будем рассматривать в данном исследовании. В практических расчётах, как правило, используются разработанные на ЭВМ проблемно-ориентированные программы с использованием методов численного интегрирования по времени. Практический опыт показывает достаточно приемлемую сходимость расчётных и экспериментальных значений параметров.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Р и с. 1 Циклограмма срабатывания пневмоклапана: - ход пневмопривода; - текущая координата

Рассмотрим решение данной задачи методом теории механического удара, используя одномассовую модель с безынерционным упругим элементом (удар тела о буфер). Расчётная модель приведена на рис. 2, где - действующая на привод сила, - приведённая масса движущейся части; - приведённая жёсткость; - начальная скорость тела перед ударом.

Р и с. 2 Расчётная модель динамического нагружения

Р и с. 3 Область допускаемых начальных параметров

Принимая момент контакта тела о буфер за начало отсчёта времени, можно для последующего момента времени записать:

. (1)

Это уравнение необходимо решить при следующих начальных условиях:

.

Решение уравнения (1) при имеет вид

, (2)

где - собственная частота процесса; - относительная скорость тела перед ударом.

Отсюда из условия равенства нулю скорости движения тела находим наибольшее перемещение и наибольшую силу прижатия:

; . (3)

Коэффициент динамичности:

.

Если принять условие по максимальной силе при ударе

, (4)

где - допускаемая нагрузка, то зависимость (4) графически можно построить в координатах , и она принимает вид, приведённый на рис. 3, где , . В области, ограниченной кривой, начальные условия , при ударе обеспечивают выполнение условия (4). Таким образом, для достижения требуемой прочности нужно получить допускаемые параметры , в конце хода пневмопривода. Для выполнения условия по скорости необходим соответствующий выбор параметров пневмопривода. На практике прогнозируемые при проектировании значения параметра скорости реализуются выполнением условия установившегося движения пневмопривода. Теоретические основы его получения подробно рассмотрены в работе [2]. Согласно этому, с достаточной для расчётов точностью условие получения движения, близкого к установившемуся, можно записать в виде

, где . (5)

Входящие в выражение (5) величины представляют собой: - среднюю скорость поршня, - массу подвижных частей, - силу сопротивления, - ход пнемвопривода. Безразмерный критерий рассматривается как критерий инерционности привода. Величина зависит от начальных условий по давлению в полостях пневмопривода [2]. На рис. 4 приведены законы изменения в зависимости от параметра . Можно видеть, что асимптотически приближается к , и в этом случае (нулевая инерционность); для остальных случаев . Случай представляет практически равноускоренное движение на ходе пневмопривода .

Для выполнения условия (5) необходимо на конечном участке движения создать достаточный уровень сопротивления перемещению пневмопривода. На практике проектирования топливных пневмоклапанов ракетоноситей это обеспечивается установкой дроссельных шайб на выходе из выхлопной полости. Однако для крупногабаритных агрегатов наилучшим способом создания искусственного сопротивления является установка встроенных демпферов гидравлического или пневматического действия.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Р и с. 4 Зависимость скорости движения пневмопривода от критерия

Установка встроенных демпферов является крайней мерой, когда невозможно другими способами улучшить динамические характеристики при срабатывании. Применение указанных устройств в конструкциях криогенных топливных клапанов несколько усложняет их, увеличивает габариты, но вместе с тем, как показывает опыт, позволяет значительно повысить надёжность, а также гарантирует ресурс и прочность.

Решение задачи обеспечения допускаемого нагружения при срабатывании рассмотрим для случая применения жидкости в качестве рабочего тела демпфера. Для упрощения решения с целью получения необходимых для практического использования рекомендаций и критериев принимаем следующие допущения:

- движение пневмопривода на конечном участке полагаем установившимся;

- рабочую жидкость в демпфере считаем несжимаемой;

- силой сопротивления газов в выхлопной полости пневмопривода пренебрегаем ввиду её небольшой величины по сравнению с силой сопротивления демпфера;

- силу от пневмопривода и гидравлической среды на тарель пневмоклапана принимаем постоянной по времени. Как правило, в управляющей полости привода в конце хода устанавливается давление, близкое к магистральному, а время процесса динамического нагружения намного меньше периода колебаний жидкости при гидроударе.

Криогенные жидкости относятся к разряду маловязких, и, соответственно, в системах с гидравлическими демпферами принято считать, что сила сопротивления этих устройств прямо пропорциональна квадрату скорости движения поршня, т.е. , где - коэффициент сопротивления; - скорость движения поршня.

Исходя из равенства расходов жидкости в цилиндре и на выходе из отверстия дросселя демпфера коэффициент сопротивления определяется по формуле

, (6)

где - площадь цилиндра демпфера, - плотность рабочей жидкости, - коэффициент расхода, - площадь сечения дросселя.

Как видно из формулы (6), коэффициент сопротивления гидравлического демпфера зависит от его геометрических параметров и плотности рабочей жидкости.

Рассмотрим расчётную одномассовую модель удара тела о преграду с элементом сопротивления, которым является гидравлический демпфер (рис. 5).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Р и с. 5 Расчётная модель с гидравлическим демпфером

Исходя из условия установившегося движения принимаем следующие начальные условия: при равнодействующая сила от управляющего давления и гидравлической среды на тарель является величиной постоянной: .

Уравнение движения записывается в виде

. (7)

При движении пневмопривода до контакта тарели с седлом установившимся считается равномерное движение с постоянной скоростью. При движении в контакте упругость конструкции выполняет роль пружины, и в этом случае установившимся в предельном значении, очевидно, следует понимать равнозамедленное движение. Можно считать, что движение тела при динамическом нагружении определяется равнодействующей силой на подвижную часть , силой упругости , силой сопротивления демпфера и силой инерции , где - ускорение равнозамедленного движения.

Уравнение движения механической системы в этом случае:

. (8)

Продифференцируем уравнение (8)по времени :

; .

Так как на исследуемом интервале времени , то

; или .

Определим время , когда скорость движения будет равна нулю.

; . (9)

Время фактически характеризует длительность процесса нагружения стыка силой . Это время в теории механических колебаний и удара обычно сравнивают с периодом собственных колебаний системы. В расчётах на прочность принято считать, что при линейном нарастании силы в системе условием её статического приложения является , при этом коэффициент динамичности .

Исследование решения задач динамического нагружения на конечно-элементных моделях рассматриваемой группы пневмоклапанов с гидравлическими демпферами показывает, что с увеличением коэффициента сопротивления при остальных равных параметрах кривая зависимости перемещения и, соответственно, динамической силы становится более пологой (рис. 6).

Размещено на http://www.allbest.ru/

Р и с. 6 Зависимость по времени перемещения механической системы от величины коэффициента сопротивления демпфера

Размещено на http://www.allbest.ru/

Р и с. 7 Типовая зависимость скорости перемещения механической системы при высоком уровне демпфирования

При некотором значении коэффициента сопротивления движение механической системы становится близким к равнозамедленному, что подтверждает принятый подход к решению уравнения (7). Кроме того, значения ускорения и времени , определённые при решении уравнения (8), достаточно близки к значениям, полученным при решении задач с использованием конечно-элементных моделей. На рис. 7 приведена типовая зависимость по времени скорости перемещения одномассовой системы с гидравлическим демпфером при большом уровне сопротивления и слабом влиянии инерционных характеристик.

Результаты расчётов динамического нагружения, выполненные на конечно-элементных моделях отсечного пневмоклапана и пневмоклапана циркуляции для различных значений коэффициентов сопротивления гидравлического демпфера, в виде зависимостей приведены на рис. 8.

Проведённые расчёты на конечно-элементных моделях исследуемых пневмоклапанов показывают, что условие динамического нагружения, близкое к статическому (<1,05), в системах с гидравлическими демпферами начинает выполняться уже при >(1,5ч2). Тогда условием «мягкой посадки» подвижной части топливного пневмоклапана на опорную поверхность будет следующее

.

Поскольку на начальный момент нагружения при , то, подставив выражение в (9), получим:

. (10)

Размещено на http://www.allbest.ru/

а б

Р и с. 8 Зависимость коэффициента динамичности от коэффициента сопротивления гидравлического демпфера: а - отсечной пневмоклапан, б - пневмоклапан циркуляции

Условие (10) является особенно важным для этапов раннего проектирования криогенных топливных пневмоклапанов, так как по исходным значениям параметров , , позволяет достаточно просто подобрать параметры гидравлического демпфера , , которые обеспечивают допускаемый уровень нагружения конструкции при срабатывании. Поскольку разработанный метод исходит из условия снижения максимальной динамической силы при срабатывании фактически до её статического значения после затухания переходного процесса, то расчёт на статическую прочность будет являться вполне достаточным для выбора сечений элементов конструкции, входящих в силовую схему, с точки зрения обеспечения её нормативных запасов.

Минимальное значение коэффициента сопротивления гидравлического демпфера можно считать критерием обеспечения допускаемого уровня динамического нагружения при срабатывании пневмоклапана. Его использование при проектировании как критерия подтверждено результатами наземной отработки топливных пневмоклапанов в части программ испытаний по определению времени срабатывания и доведению до необходимого ресурса работоспособности. В таблице в качестве примера приведены минимальные, расчётные и экспериментальные по результатам испытаний значения коэффициентов сопротивления демпферов исследуемых пневмоклапанов окислительной системы блока Ц РН «Энергия». Минимальные значения коэффициента сопротивления нанесены на графики рис. 8.

Коэффициенты сопротивления демпферов

Р и с. 9 Область допускаемых начальных параметров системы с гидравлическим демпфером

По полученным результатам решения построим в дополнение к рис. 3 кривую, ограничивающую область допускаемых параметров , для системы с гидравлическим демпфером (рис. 9).

На рис. 9 ; кривая 1 - область допускаемых параметров , для системы без демпфера, кривая 2 - с демпфером. Точка А на рис. 9 соответствует значению коэффициента сопротивления , точка В - значению ; - максимальная скорость пневмопривода, при которой обеспечивается допускаемый уровень динамического нагружения при . При уменьшении значения коэффициента сопротивления демпфера до кривые 1 и 2 сходятся в точке С. Очевидно, что начальные параметры, лежащие на отрезке АВ кривой, являются оптимальными.

Приведённая методика расчётов апробирована на практике при проектировании агрегатов топливных систем окислителя центрального блока ракетоносителя «Энергия» и получен достаточный уровень сходимости расчётных и экспериментальных значений параметров при испытаниях по программам конструкторско-доводочных и чистовых испытаний, испытаний на надёжность при наземной отработке по времени срабатывания, ресурсу работоспособности, прочности и надёжности.

Таким образом, данный теоретический подход и предлагаемый критерий могут быть использованы при проектировании других групп агрегатов пневмогидравлических систем ракетоносителей с учётом их особенностей и характеристик.

Библиографический список

1. Бугаев В.Ф. Пневмоавтоматика ракетно-космических систем. М.: Машиностроение, 1979. 168 с.

2. Герц Е.В., Крейнин Г.В. Расчёт пневмоприводов. Справочное пособие. М.: Машиностроение, 1975. 272 с.

3. Квасов В.М. Основы создания агрегатов автоматики пневмогидравлических систем летательных аппаратов. Ч. 1. Обеспечение конструкторской надежности и технологичности агрегатов. Самара: СГАУ, 1993. 375 с.

4. Курков С.В. Метод конечных элементов динамики механизмов и приводов. СПб.: Политехника, 1991. 224 с.

5. Пановко Я.Г. Основы прикладной теории колебаний и удара. Л.: Политехника, 1990. 272 с.

6. Романенко Н.Т. Агрегаты пневматических систем летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1976. 176 с.

7. Романенко Н.Т., Куликов Ю.Ф. Криогенная арматура. М.: Машиностроение, 1978. 110 с.

8. Пакет прикладных программ расчёта динамики прочности механических систем «Зенит». Версия 3.1. СПб., 1992.

Размещено на Allbest.ru