Аэрокосмическая техника высокие технологии и инновации – 2016

максимального радиального биения контрольного пояска относительно установочной поверхности и нанести временную маркировку на ступицу рабочего колеса 4 в месте, диаметрально противоположном максимальному радиальному биению.

Рис. 2. Схема балансировки рабочего колеса

Снять колесо с оправки и установить с совмещением промаркированного места на колесе с промаркированным местом максимального радиального биения на посадочной поверхности оправки 7. Выполнить двухплоскостную балансировку колеса с точностью балансировки G 2.5 (выполнить коррекцию дисбалансов в тех плоскостях, в которых они находятся), при этом величины остаточных дисбалансов определять согласно требованиям ГОСТ ИСО 1940-1-2007 с учетом требований ГОСТ 31320-2006 [3, 6]. Измеренные при балансировке значения (величины и направления) остаточных локальных дисбалансов необходимо заносить в сопроводительную документацию для дальнейшего использования при проведении прецизионной сборки ротора и в случае возможного ремонта после аварийных ситуаций на компрессорной станции.

Таким образом, посадка колес центробежного компрессора на вал с минимизацией технологических дисбалансов, биений уплотняющей поверхности и виброактивности ротора при прохождении первой критической частоты вполне может быть обеспечена за счет:

1. Предварительной балансировки колес на конической оправке с обеспечением заданных параметров остаточных дисбалансов.

101

2.Диаметрально противоположным разворотом биения посадочной поверхности оправки и уплотнительной поверхности колеса.

3.Диаметрально противоположным направлением остаточных дисбалансов ротора относительно максимального биения посадочной поверхности вала.

Список литературы

1.ГОСТ 31320-2006. Вибрации. Методы и критерии балансировки гибких роторов. – М.: Стандартинформ, 2008. – 28 с.

2.Белобородов С.М. Методология обеспечения динамической устойчивости валопроводов высокоскоростных газотурбинных агрегатов на основе адаптационной сборки роторов: дис. … д-ра техн. наук. – Пермь, 2011. – 334 с.

3.Способ балансировки сборного ротора центробежного компрессора: пат. Рос. Федерация № 2554669, F04D 29/66. – 2015. – Бюл. № 18.

4.ГОСТ ИСО 1940-1-2007. Вибрация. Требования к качеству балансировки жестких роторов. Ч. 1. Определение допустимого дисбаланса. – М.: Стандартинформ, 2008. – 26 с.

5.Способ предварительной балансировки элемента сборного ротора на оправке: пат. Рос. Федерация № 2431064, F04D 29/66, G01M 1/32. – 2011. – Бюл. № 28.

6.Meldal A. Auswuchten elastischer rotoren // ZAMM, BD. – 1954. – 34, № 8/9.

102

УДК 62-251:621.757

ТЕХНОЛОГИЯ ПРЕЦИЗИОННОЙ СБОРКИ И БАЛАНСИРОВКИ ВАЛОПРОВОДОВ

С.М. Белобородов

НПО «Искра», Пермский военный институт внутренних войск

МВД России, Пермь, Россия beloborodoff2011@yandex.ru

Рассмотрена проблема обеспечения динамической устойчивости валопровода газоперекачивающего агрегата, определен основной источник вибрации валопровода. Разработан комплекс патентозащищенных технологических решений для обеспечения заданного ресурса работы агрегатов. Предложены технологические решения, обеспечивающие прецизионность сборки и балансировки трансмиссий, установлены условия и последовательность монтажа, определяющие субмикронную точность коррекции локальных монтажных дисбалансов установленной трансмиссии относительно оси вращения валопровода.

Ключевые слова: ротор, валопровод, сборка, балансировка.

По мере расширения теплоэнергетического сектора в машиностроении и повышения роли экспорта углеводородного сырья накапливаются и технологические проблемы в оснащении трубопроводного транспорта агрегатами, обладающими современным уровнем динамической устойчивости валопроводов, что является одним из основныхфакторовобеспечениязаданногоресурсаихработы.

Балансировка элементов трансмиссии обычно производится с изменением баз, балансировочные поверхности трансмиссий не совпадают с рабочими, а установка трансмиссий с их присоединением к поверхностям роторов всегда приводит к появлению локальных дисбалансов, что делает их основным источником вибрации в валопроводе и приводит к неработоспособному состоянию только что смонтированный агрегат.

В основном трансмиссии, используемые в газоперекачивающих агрегатах, снабжены гибкими пластинчатыми элементами, состоящими из пакета стальных фигурных пластин.

103

При сборке и монтаже трансмиссии обладают разными свойствами: трансмиссии с разъемом по срединной плоскости вала (рис. 1, Ж) обладают более высокой собственной тангенциальной жесткостью, балансировка и коррекция их монтажных дисбалансов проводится по плоскостям В, Г, Д, Е, при этом балансировочные и контрольные поверхности – А, Б. Трансмиссии, в состав которых входят фланцы для установки на валы двигателя и компрессора (рис. 2), обладают динамической неустойчивостью под нагрузкой, балансировка и коррекция их монтажных дисбалансов проводится по плоскостям В, Г, при этом балансировочные поверхности – А, Б, а контрольные – Д, Е, чего явно недостаточно для устойчивости.

Рис. 1. Схема трансмиссии c разборкой по стыку вала

Рис. 2. Схема трансмиссии c разборкой по стыкам вала и муфт

104

Балансировку трансмиссий, в состав которых входят фланцы для установки на валы двигателя и компрессора, предпочтительно проводить в следующей последовательности: на поворотном устройстве (рис. 3) определяют места максимального радиального биения поверхности Б фланцев муфт 1 относительно балансировочной поверхности А, например используя растровую систему (2 – сумматор растровой системы, 3 и 4 – датчики).

Рис. 3. Схема определения максимального биения фланцев муфт

Затем соединяют муфты трансмиссии, совмещая максимальное биение фланцев, и балансируют на станке на поверхно-

рают трансмиссию – вал трансмиссии 1 соединяют с муфтами 2, 3 и проводят балансировку на станке на поверхностях А и Б с

105

коррекцией дисбалансов в плоскостях В и Г (см. рис. 2). При сборке трансмиссии в составе валопровода для уменьшения локальных дисбалансов от погрешности изготовления элементов валопровода необходимо разместить места максимального биения муфт трансмиссии диаметрально противоположно местам максимального биения валов двигателя и компрессора [1].

В рамках проведения коррекции монтажных дисбалансов трансмиссий, в состав которых входят фланцы для установки на валы двигателя и компрессора, необходимо произвести измерения радиального биения контрольных поясков Д и Е, определить массы корректирующих грузиков для коррекции локальных монтажных дисбалансов и установить их в местах минимального биения для каждой муфты трансмиссии в плоскостях коррекции В и Г (см. рис. 2) [2].

Балансировку трансмиссий, присоединяемых к фланцам двигателя и компрессора, целесообразно проводить в следующей последовательности: сначала балансируют вал трансмиссии на поверхностях А и Б с коррекцией дисбалансов в плоскостях В и Г (рис. 5), затем проводят сборку и балансируют трансмиссию на станке на поверхностях А и Б с коррекцией дисбалансов в плоскостях В и Г (см. рис. 1).

Рис. 5. Схема балансировки вала трансмиссии

При монтаже трансмиссии в составе валопровода совмещают метки максимального биения фланцев трансмиссии с метками максимального биения фланцев двигателя и компрессора. После сборки валопровода необходимо провести коррекцию монтажного дисбаланса: произвести измерения максимального биения контрольных поясков А и Б, определить массу корректирующих грузиков и установить корректирующие грузики в плоскостях коррекции В и Г, Д и Е, в местах, диаметрально противоположных максимальному биению контрольных поясков (см. рис. 1) [3].

106

Трансмиссия как основной источник вибрации валопровода может быть смонтирована, а ее локальные монтажные дисбалансы – скорректированы с субмикронной точностью. Такой подход обеспечивает длительную работу агрегата с высоким уровнем динамической устойчивости валопровода.

Список литературы

1.Способ балансировки сборного ротора: пат. Рос. Федерация

№2531158, G01M 1/32, F04D 29/66. 20.10.2014 г. – Бюл. №29.

2.Способ балансировки сборного ротора: пат. Рос. Федерация

№2554666, F04D 29/66, G01M 1/32. 27.06.2015 г. – Бюл. №18.

3.Способ балансировки сборного ротора: пат. Рос. Федера-

ция № 2372594, G01M 1/32, F04D 29/66. 10.11.2009 г. –

Бюл. № 31.

УДК 620.22-419.8:53

СОЧЕТАНИЕ ПОДХОДОВ МЕХАНИКИ ТРЕЩИН

ИМЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЛЯ ОЦЕНКИ

ИПРОГНОЗИРОВАНИЯ КВАЗИСТАТИЧЕСКОЙ МЕЖСЛОЕВОЙ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ СЛОИСТЫХ ПОЛИМЕРНЫХ

КОМПОЗИЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ И КЛЕЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ П.Г. Бабаевский, Н.В. Салиенко, Г.В. Новиков

Московский авиационный институт (национальный исследовательский университет), Москва, Россия

intdep@mati.ru

Методом конечных элементов с использованием методики когезионных зон построена и исследована 3D-модель углепластика с заданными свойствами и когезионной зоной. Методика когезионных зон позволяет исследовать зарождение и развитие межслоевых дефектов, приводящих к расслоению в композиционных материалах. Модель хорошо коррелирует с экспериментальными данными.

Ключевые слова: методика когезионной зоны, когезионная зона, двухконсольная балка, трещиностойкость, полимерные композиционные материалы.

107

В авиастроении в настоящее время активно развивается производство облегченных крупногабаритных, высоко нагруженных, ответственных силовых элементов конструкций на основе армированных слоистых полимерных композиционных материалов (ПКМ) и клеевых соединений (КС). Основными причинами потери несущей способности (жесткости и прочности) таких конструкций являются возникновение и развитие межслоевых дефектов (трещин, расщеплений, расслоений и отслоений) под воздействием остаточных напряжений, локальных и глобальных статических и динамических нагрузок, факторов окружающей среды (влаги, термоциклирования и др.). Для оценки и прогнозирования устойчивости ПКМ и КС и элементов конструкций из них к инициированию и росту существующих или заданных дефектов (трещин) широко используются классические аналитические методы линейной и нелинейной механики разрушения – определение силового и энергетических параметров нагрузок на заданную трещину при квазистатическом глобальном нагружении: коэффициента интенсивности напряжений и интенсивности высвобождения упругой энергии или контурного интеграла и их критических значений, чаще всего при нормальном отрыве (моде I) как наиболее опасном: KI, GI, JI, и KIС, GIС, JIС соответственно.

Микромеханические подходы (модели Дагдейла и Баренблатта) базируются на представлениях о развитии локальных зон пластического деформирования и упругого или хрупкого предразрушения вблизи вершины трещины, предшествующих возникновению или началу роста трещины. В модели Дагдейла напряжения в локальной зоне постоянны и равны локальному пределу текучести материала, а в модели Баренблатта эти напряжения соответствуют сдерживающим (когезионным) силам и зависят от характера и величины деформации материала в локальной зоне (раскрытия локальной зоны). На основе идей Баренблатта и Дагдейла применительно к различным материалам и модам нагружения к настоящему времени разработаны многочисленные модели когезионной и мостиковой зон (МКЗ и ММЗ, или в анг-

лоязычной литературе CZM – Cohesve Zone Model и BZM – Bridged Zone Model) с соответствующими законами этих зон (ЗКЗ и ЗМЗ, или CZL – Cohesive Zone Law и BZM – Bridged Zone Law).

Эти законы характеризуют когезионные или мостиковые силы

108

сцепления материала в локальной напряженной зоне, т.е. деформа- ционно-прочностные свойства материала в виде диаграммы разрушения – зависимости локального напряжения от локального смещения (деформации) материала σ(δ)–δ в месте концентрации напряжений, при существующей трещине – вблизи ее вершины [1].

Использование этих законов позволяет оценивать устойчивость материала как к возникновению и развитию несуществующей трещины, так и к началу роста существующей трещины по предельному напряжению или раскрытию трещины (σ0 или δ0) и по площади под кривой σ(δ)–δ, соответствующей работе разрушения локальной зоны и равной критическим значениям интенсивности высвобождения энергии.

Основным недостатком аналитических методов механики разрушения являются трудности их применения при сложных конфигурациях материаловитрещин, а в случае макромеханических подходов – и невозможность определения условий зарождения трещины в местах концентрации напряжений. Эффективным решением этих проблем является имплантация аналитических подходов макро- и микромеханики разрушения в численные методы, в первую очередь в метод конечных элементов как один из основных способов численного решения различных задач механики материалов и конструкций, для которого разработаны пакеты прикладных программ, в частности ANSYS® и ABAQUS®. При этом использование программных элементов, основанных на модели когезионных зон, позволяет определить условия не только роста трещины, но и зарождения трещины в местах концентраций напряжений [2].

Возможность достоверно определять параметры разрушения ПКМ и предсказывать поведение элементов конструкций из них при нагружении актуальна для авиастроения.

Целью данной работы являлось создание 3D-модели ПКМ с заданными свойствами и когезионной зоной и моделирование процесса роста и развития трещины в двухконсольной балке для получения зависимости локального напряжения от раскрытия трещины.

Исследование двухконсольной балки с помощью метода когезионной зоны необходимо для построения зависимости локального напряжения от раскрытия вершины трещины. В литературе

109

эта зависимость описана множеством графиков, но с помощью метода когезионной зоны можно определить вид этой кривой и сравнить результаты моделирования с экспериментальными данными, а впоследствии, проинтегрировав площадь под кривой, определить GIC или JIC.

Методом конечных элементов с использованием программного комплекса ANSYS построена и исследована 3D-модель зарождения и развития трещины с применением методики когезионных зон для двухконсольной балки из углепластика.

В качестве модели была выбрана двухконсольная балка из эпоксидного углепластика с заданной начальной трещиной. Размеры балки: длина – 100 мм, ширина – 20 мм, толщина – 3 мм, длина начальной трещины – 30 мм. Для создания 3D-модели с когезионной зоной в библиотеке препроцессора выбраны два типа конечных элементов Solid 185 и Inter 205. APDL-командой задан экспоненциальный закон когезионного взаимодействия и введены необходимые параметры: максимальное нормальное контактное напряжение (С1 = 25 МПа), нормальное перемещение (С2 = 0,004 мм) и касательное перемещение (С3 = 0,01 мм). Свойства композиционного материала балки заданы следующими значениями характеристик: модуль упругости (E11 = 128 ГПа, E22 = 10 ГПа, E33 = 10 ГПа), коэффициент Пуассона (v12 = 0,24,

v13 = 0,24, v23 = 0,33) и модуль сдвига (G11 = 5,2 ГПа, G12 = = 5,2 ГПа, G13 = 3,08 ГПа). Затем программными средствами за-

дается взаимодействие между внутренними поверхностями двухконсольной балки и расположенной между ними когезионной зоной, а также осуществляется разбиение модели на конечные элементы – формируется регулярная сетка. Далее задаются нагрузка и направление движения частей двухконсольной балки, настраиваются параметры расчета в процессоре программы. В процессе моделирования происходит виртуальный разрыв балки, и в постпроцессоре программного комплекса анализируются результаты вычислений.

На рис. 1 показано распределение напряжений в зоне роста трещины.

На рис. 2 приведены экспериментальная [3] и полученная путем моделирования зависимости нагрузка – перемещение раскрытия трещины для двухконсольной балки.

110