Оптимизация угла намотки углепластика на металлический лейнер криогенного трубопровода

УДК 678.067:621.763

DOI 10.18698/2308-6033 -2017-9-1673

Оптимизация угла намотки углепластика на металлический лейнер криогенного трубопровода

© М.А. Комков, Д.А. Потапов, А.А. Кудрявцев

МГТУ им. Н.Э. Баумана, Москва, 105005, Россия

Показана актуальность создания криогенных трубопроводов двигательных установок летательных аппаратов из комбинированных материалов на основе ультратонкого стального лейнера и намотанного углепластика. Проведен анализ захолаживания трубопровода до криогенных температур, при которых вследствие существенного различия коэффициентов линейного термического расширения материалов лейнера и углепластика возможна потеря осевой устойчивости с образованием радиальных складок в тонкостенной стальной оболочке. Предложена методика определения и выбора угла намотки углепластика, при котором осевые деформации тонкостенного лейнера и намотанного композита будут иметь одинаковый уровень деформаций.

Ключевые слова: трубопровод, комбинированная оболочка, криогенная температура, коэффициент линейного расширения

Введение. Ужесточение требований к рабочим параметрам двигательных установок изделий ракетно-космической техники (РКТ), авиации и наземного транспорта на криогенных топливах (жидком кислороде и водороде или метане CH4 в качестве горючего [1-5]), привело к созданию легких, прочных и герметичных трубопроводов, работающих в многоцикловом режиме при высоких давлениях, нормальных, повышенных и криогенных температурах.

Трубопроводы, выполненные из металлов, имеют излишне большую массу и изгибную жесткость. Для снижения массы и уровня монтажных сил предложено использовать рассматриваемые в настоящей работе криогенные трубопроводы, которые изготовляют из тонкой металлической оболочки (лейнера), усиленной композиционным материалом (углепластиком) методом спиральной намотки.

При захолаживании комбинированного трубопровода до криогенных температур в его слоях будут возникать температурные деформации, зависящие от значений коэффициентов линейного термического расширения (КЛТР) материалов слоев. При этом в слое углепластика, намотанного под углами ß > 55° к оси изделия, и в зависимости от толщины слоя намотки могут возникнуть значительные сжимающие напряжения, которые приведут к потере осевой устойчивости тонкостенной металлической оболочки с образованием радиальных гофр в области фланца [6-7]. При многоцикловом захола-

живании трубопровода до криогенных температур и нагружении его внутренним давлением на поверхности гофр со временем могут возникнуть микротрещины, что приведет к потере герметичности изделия.

Таким образом, цель настоящей работы — для обеспечения работоспособности и снижения массы комбинированного трубопровода определить оптимальные углы намотки углепластиковой оболочки, при которых осевые деформации тонкостенного лейнера и намотанного композита при захолаживании до криогенных температур имеют одинаковый уровень осевых перемещений.

Технологическое проектирование. Как правило, в комбинированном трубопроводе (рис. 1, а) тонкостенная металлическая оболоч-ка-лейнер 1 жестко соединена с фланцами 2 аргонодуговой сваркой, а сверху по спирали (рис. 1, б) на оболочку и фланцы намотан однонаправленный композиционный материал 3. На рис. 1 показана конструктивная схема криогенного трубопровода, соединение стальной (Х18Н10Т) оболочки с фланцем торцевой сваркой, а также петлевое соединение намотанного углепластика (УКН-5000 + ЭДТ-10) с коническим хвостовиком фланца. Трубопроводы собираются между собой с помощью центрирующего кольца 4 и соединяются сваркой по схеме «колокольчик».

Сваока 3 2 1

Для того чтобы внутренний диаметр трубопровода оставался постоянным по всей длине, намотку композитного слоя осуществляют на расширяющийся конический выступ (бурт) хвостовика фланца с углом охвата наматываемой лентой бурта фланца на 180° или 360°. В связи с этим для сборки и соединения композитных трубопроводов малых диаметров применяют законцовки типа «вмотанный фланец» [8, 9]. В общем случае угол в спиральной намотки углепластика на лейнер (рис. 2) должен быть больше 54,7°. Однако при этом

а

б

Рис. 1. Конструктивно-технологическое оформление стыковочного узла трубопровода (а) и схема намотки нитей (б): 1 — лейнер; 2 — фланец; 3 — оболочка углепластиковая; 4 — кольцо центрирующее

становится неясным выбор значения угла намотки ±в в случае захо-лаживания трубопровода до криогенной температуры. Проблема заключается в том, что вследствие существенного различия КЛТР металлического лейнера и намотанного углепластика (рис. 3, [10, 11]) их осевые и радиальные деформации при захолаживании до криогенных температур будут неодинаковыми, что может привести к потере осевой устойчивости тонкостенной стальной оболочки.

Действительно, при захолаживании от температуры 295 до 20 К вследствие различия значений КЛТР произойдет неодинаковое изменение длины и диаметра металлического лейнера и углепластиковой оболочки в их свободном состоянии (см. рис. 2). Очевидно, что в результате захолаживания в материалах комбинированной оболочки возникнут температурные деформации еа, определяемые интегралом

Рис. 2. Конструктивная схема трубы из комбинированных материалов

Т= 295 К

Рис. 3. Схема изменения длины лейнера Д/м, углепластиковой оболочки Д/к и их диаметров Дё при захолажи-вании трубопровода до криогенных температур

СТ=295 К А1

еа(Т, в) = |Г=20К а (Т, в)ёТ = -,

Т=295 К

где а (Т, в) — экспериментальные зависимости КЛТР материалов; А/ — изменение длины (диаметра Ad) металлического лейнера или слоя углепластика в зависимости от температуры и углов намотки ± в .

В результате интегрирования графических зависимостей (рис. 4, [12]) получено изменение относительных деформаций (рис. 5) при захолаживании трубопровода от температуры 295 до 20 К и диапазоне углов намотки углепластика в = 0.. .90°.

Если лейнер не склеен (разделен) с углепластиковой оболочкой, то при больших углах намотки в* и, следовательно, малых углах в ^ = 90° - в (радиальное направление) между ними образуется зазор (см. рис. 2), а при углах намотки больше в < 45° тонкостенный лей-нер будет сжат более толстой углепластиковой оболочкой в радиальном направлении и может потерять устойчивость в окружном направлении. Таким же образом изменяется и их длина. Однако в осевом направлении композитная оболочка и лейнер жестко скреплены (соединены) между собой на хвостовиках фланцев трубопровода. Следовательно, в зависимости от углов армирования углепласти-ковой оболочки лейнер при захолаживании может испытывать как сильное растяжение, так и сильное сжатие. Например, при углах намотки в =30° тонкостенный лейнер будет сильно растянут (см. рис. 5), а когда углы намотки в > 90°, то сильно сжат и потеряет осевую устойчивость с образованием кольцевых складок.

В то же время из данных на рис. 6 следует, что при углах намотки в = ±67,5° осевые линейные деформации лейнера и углепластиковой оболочкой равны друг другу. Принимая угол намотки равным в = ±67,5°, уравниваем тем самым осевые температурные деформации разнородных слоев и исключаем осевую потерю устойчивости лейнера с образованием кольцевых складок при циклическом захо-лаживании трубопровода и нагружении его внутренним давлением. Однако радиальные деформации слоев при угле намотки углепластика в^ = 22,5° (радиальное направление) значительно отличаются друг от

друга. Так, диаметр лейнера Ad1м уменьшается на -0,296 %, а диаметр углепластиковой оболочки Adlк увеличивается на +0,05 %. При этом образуется суммарный зазор между слоями, определяемый как

Ad = 2АЯ = Ad1к - Ad1м = е

где d — диаметр лейнера; е,^ = [0,05 % - (-0,296 %)] = 0,346 % — суммарная деформация по диаметру. При этом деформация по радиусу составит е рад= 0,173 %.

Рис. 4. Зависимости коэффициента линейного температурного расширения а = /(Т, ±в) в направлении оси 0Х трубопровода для эпоксидного углепластика на основе волокна УКН-5000

0,1 0

-од -0,2 -0,3 0,4 0,5

ег ;

е 1 31 1

i г * * %

Р, град

15 30 45 60 75 90

Рис. 5. Зависимость температурных де-

1 ^ ^ м к

формаций лейнера еа и оболочки еа от углов армирования в при захолажива-нии до Т = 20 К

Эксперименты и обсуждение результатов. Опытные цилиндрические образцы трубопроводов диаметром ётр = 50 мм и длиной 295 мм

с толщиной металлического лейнера Нм = 0,3 мм, сваренного АДС вдоль оси трубы, и углепластикового слоя толщиной = 0,52 мм, намотанного под углом 67,5°, прошли испытание внутренним давлением жидкости. Разрушение образцов водой при нормальной температуре произошло при давлении р = 13,0 МПа, а разрушение жидким азотом (Т ~ -186 °С) — при р = 15,8 МПа. Лейнер разрушился вдоль продольного шва, а углепластиковая оболочка полностью отошла от лейнера. Испытания на термоциклирование (захолаживание — отогрев) показали, что образования складок и гофров на тонкостенной металлической оболочке не происходит.

В конечном случае спроектированный криогенный трубопровод будет заполняться жидким водородом (кислородом, метаном) и нагружаться рабочим давлением р с учетом гидроудара. При этом необходимо, чтобы деформации металла под рабочим давлением не превышали его упругие деформации, т. е. ем< е упр, а при разрушающем давлении ем< ет. Известно [10, 11], что при низких и криогенных температурах металлы становятся менее пластичными, но более прочными (табл. 1), при этом модуль упругости стали увеличивается незначительно.

Таблица 1

Характеристика хромоникелевой стали 12Х18Н10Т-ВД по ТУ14-1-3581-83

Температура, °С Модуль упругости Е, ГПа Напряжение, МПа Деформация, %

от Ов Осв. шва 5 V

20 188 280 660 660 65 —

-196 — 550 1540 1470 36 —

-253 — 710 1850 — 37 —

Упругая деформация стали 12Х18Н10Т-ВД при температуре жидкого азота (-196 °С) составит е упр = о т /Ем = 550/188 = 0,293 %, а

деформация при пределе текучести ет = е^ + е0,2 = 0,493 %. В этом случае расчетная реализуемая прочность однонаправленного углепластика в зоне упругости металла ок, упр =еупрЕк= 369 МПа, а

при деформации предела текучести металла окт =етЕк= 621 МПа, где Ек = 126 ГПа (табл. 2).

Таблица 2

Характеристики углепластика на основе нити УКН-5000 и связующего ЭХД-МК

Характеристика Обозначение Единицы измерения Значение

Плотность углепластика Рк кг/м3 1580

Модуль упругости вдоль волокон Ек ГПа 126

Коэффициент Пуассона V12 — 0,192

Предел прочности вдоль волокон Ок МПа 1270

Однако и значение окт = 621 МПа, которое значительно меньше

предела прочности углепластика (см. табл. 2), в радиальном направлении не будет достигнуто. Действительно, при криогенной температуре и под внутренним давлением оба слоя трубопровода в направлении оси будут деформироваться одновременно, а в направлении радиуса сначала будет деформироваться только лейнер до значения £рад= 0,173 % и только потом начнет работать композитный слой

вплоть до деформации предела текучести стали е т = 0,493 %.

Следовательно, в радиальном направлении будет реализована прочность углепластика о^ = (ет -ерад)Ек = 403 МПа. В первом приближении толщину намотки углепластика найдем из уравнений равновесия для цилиндрической оболочки трубопровода в окружном направлении:

Р Я

А раз-11 2

N = Nx = ^^ = ст к + с^т И cos2 ß;

N2 = Ny = Рраз R = От Им + СК2 hcSin2 ß,

где Nx — поперечная сила, Н/м; Ny — погонная сила, Н/м; ст = = 550 МПа — напряжение предела текучести металла; Им = 0,3 мм — толщина лейнера; ß = 67,5° — угол намотки.

Задавшись проектными параметрами, например, рраз= 10 МПа и R = 35,3 мм (dy = 70 мм), из уравнения (2) получим h к = 0,55 мм, а в осевом направлении расчетное значение h к будет значительно меньше.

Однако трубопровод может быть нагружен внутренним давлением и при нормальной температуре, т. е. при T = 293 K. Теперь из уравнений (2) при тех же проектных параметрах и пределе текучести

металла О т= 280 МПа

получим h к(1)= 0,50 мм, а из второго Ик(2)= 0,26 мм. Таким образом,

окончательно принимаем толщину слоя намотки углепластика

Ик= 0,55 мм под углом в = 67,5° и определяем погонную массу комбинированной оболочки трубопровода по формуле

Мокбмб = Пм (¿мРм +^крк ) Мокбмб = Ш1м (hмPм +hкpк ) ' 100 см = 0,718 кг,

где ём = 70,6 мм — диаметр лейнера; рм= 7,9 г/см3 — плотность металла; рк= 1,58 г/см3 — плотность композита.

Расчетная масса равновеликой по разрушающему давлению трубы из стали 12Х18Н10Т (Им = 1,0 мм) будет равна 1,75 кг, а трубопровода из алюминиевого сплава АМг-6 (Им = 2,0 мм) — 1,22 кг, т. е.

в 2,44 и 1,70 раза больше массы комбинированной оболочки.

Заключение. Разработана методика определения и выбора угла армирования композитной оболочки комбинированного трубопровода, при захолаживании которого вплоть до криогенной температуры обеспечивается одинаковый уровень значений температурных деформаций металлического лейнера и намотанного композита.

Испытания на термоциклирование (захолаживание — отогрев) и разрушение давлением жидкого азота (~ -180 °С) цилиндрических образцов трубопроводов диаметром 50 мм с толщиной лейнера 0,3 мм и слоя углепластика 0,52 мм показали, что образование складок и гофров на тонкостенной металлической оболочке не происходит, а образцы разрушились при давлении 13,0.. .15,8 МПа.

Конструкторско-технологическое проектирование криогенных трубопроводов диаметром 70 мм на основе ультратонкого стального лейнера и намотанного углепластика позволило снизить его погонную массу на 59 % и 41 % соответственно по сравнению с расчетной массой, равновеликой по разрушающему давлению трубы из стали 12Х18Н10Т (км = 1,0 мм) и из алюминиевого сплава АМг-6 (км = 2,0 мм).

ЛИТЕРАТУРА

[1] Патрунов Ф.Г. Ниже 120 градусов по Кельвину. Москва, Знание, 1989, 176 с.

[2] Мохов В. Первый разгонный блок 12КРБ отправлен в Индию. Новости космонавтики, 1998, № 21/22, с. 42-43.

[3] Журавин Ю. «Море» планов «Ангары». Новости космонавтики, 1999, № 3 (194), 1999, с. 48-49.

[4] Буланов И.М., Комков М.А. Применение жестких полимерных пленок в криогенных топливных системах аэрокосмической техники. Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. Машиностроение, 1992, № 1, с. 14-24.

[5] Сабельников В.В., Комков М.А., Саморядов А.В. Технология склеивания элементов криогенного трубопровода. Клеи. Герметики. Технологии, 2005, № 1, с. 16-20.

[6] Андреев В.А., Борисов В.Д., Климов В.Т. и др. Внимание: газы. Криогенное топливо для авиации: Справочник-воспоминание для всех. В.Т. Климов, науч. ред. Москва, Московский рабочий, 2001, 223 с.

[7] Федоров Г., Максимович Г. Самолет завтрашнего дня — Ту-155 на водородном топливе: АНТК им. А.Н. Туполева. Крылья Родины, 1988-1992.

[8] Комков М.А., Тарасов В.А., Бородулин А.С. Спиральная намотка концевых участков композитных оболочек цилиндрической и конической формы.

ВестникМГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. Машиностроение, 2012, № 4, с. 78-85.

[9] Комков М.А., Тарасов В.А. Технология намотки композитных конструкций ракет и средств поражения. Москва, Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2011, 431 с.

[10] Вигли Д.А. Механические свойства материалов при низких температурах. Москва, Мир, 1974, 374 с.

[11] Красовский А.Я., ред. Прочность материалов и конструкций при криогенных температурах. Киев, Наукова думка, 1988, 239 с.

[12] Вышвенюк В.И. Тепловое расширение конструкционных волокнистых композитов. ГОНТИ, сер. VIII, № 52. Москва, ЦНТИ «Поиск», 1987.

Статья поступила в редакцию 20.02.2017

Ссылку на эту статью просим оформлять следующим образом: Комков М.А., Потапов Д.А., Кудрявцев А.А. Оптимизация угла намотки углепластика на металлический лейнер криогенного трубопровода. Инженерный журнал: наука и инновации, 2017, вып. 9.

http://dx.doi.org/10.18698/2308-6033-2017-9-1673

Статья подготовлена по материалам доклада, представленного на XLI Академических чтениях по космонавтике, посвященных памяти академика С.П. Королёва и других выдающихся отечественных ученых — пионеров освоения космического пространства. Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана, 24-27января 2017 г.

Комков Михаил Андреевич — д-р техн. наук, профессор кафедры «Технологии ракетно-космического машиностроения» МГТУ им. Н.Э. Баумана. Автор более 130 научных работ в области технологии ракетно-космического машиностроения и композитных конструкций. e-mail: cm12@cm.bmstu.ru; m_komkov@list.ru

Потапов Дмитрий Алексеевич — студент кафедры «Технологии ракетно-космического машиностроения» МГТУ им. Н.Э. Баумана.

Кудрявцев Анастасий Александрович — студент кафедры «Технологии ракетно-космического машиностроения» МГТУ им. Н.Э. Баумана. Автор двух статей в области технологии ракетно-космического машиностроения, призер Международного конкурса студенческих работ Quality Education, участник нескольких конференций.

Optimizing the angle of winding carbon fiber reinforced plastic on the metal liner of the cryogenic pipeline

© M.A. Komkov, D.A. Potapov, A.A. Kudryavtsev

Bauman Moscow State Technical University, Moscow, 105005, Russia

The study shows the importance of creating cryogenic pipelines for propulsion systems of aircraft from combined materials based on an ultra-thin steel liner and wound carbon fiber reinforced plastic. We analyzed the pipeline's cooldown to cryogenic temperatures and found out that due to a significant difference in coefficients of linear thermal expansion of the liner and carbon fiber reinforced plastic materials, the axial stability can be lost with the formation of plications in a thin-walled steel shell. We suggest a technique for determining and selecting the angle of winding carbon fiber reinforced plastic, in which the axial deformations of a thin-walled liner and a wound composite will have the same level of deformation.

Keywords: pipeline, combined shell, cryogenic temperature, linear expansion coefficient

REFERENCES

[1] Patrunov F.G. Nizhe 120 gradusov po Kelvinu [Below 120 degrees Kelvin]. Moscow, Znanie Publ., 1989, 176 p.

[2] Mokhov V. Novosti kosmonavtiki [Cosmonautics news], 1998, no. 21/22, pp. 42-43.

[3] Zhuravin Yu. Novosti kosmonavtiki [Cosmonautics news], 1999, no. 3 (194), 1999, pp. 48-49.

[4] Bulanov I.M., Komkov M.A. Vestnik MGTU im. N.E. Baumana. Ser. Mashinostroenie — Herald of the Bauman Moscow State Technical University. Series: Mechanical Engineering, 1992, no. 1, pp. 14-24.

[5] Sabelnikov V.V., Komkov M.A., Samoryadov A.V. Klei. Germetiki. Tekhnologii — Polymer Science. Series D, 2005, no. 1, pp. 16-20.

[6] Andreev V.A., Borisov V.D., Klimov V.T. et al. Vnimanie: gazy. Kriogennoe toplivo dlya aviatsii: Spravochnik-vospominanie dlia vsekh [Important: gases. Cryogenic fuel for aviation: a Handbook of recollection for evetyone]. Moscow, Moskovskiy rabochiy Publ., 2001, 223 p.

[7] Fedorov G., Maksimovich G. Kryl'ya Rodiny [Wings of the Motherland], 19881992.

[8] Komkov M.A., Tarasov V.A., Borodulin A.S. Vestnik MGTU im. N.E. Baumana. Ser. Mashinostroenie — Herald of the Bauman Moscow State Technical University. Series: Mechanical Engineering, 2012, no. 4, pp. 78-85.

[9] Komkov M.A., Tarasov V.A. Tekhnologiya namotki kompozitnykh konstruktsiy raket i sredstv porazheniya [Technology of winding composite structures of missiles and weapons]. Moscow, BMSTU Publ., 2011, 431 p.

[10] Vigli D.A. Mekhanicheskie svoystva materialov pri nizkikh temperaturakh [Mechanical properties of materials at low temperatures]. Moscow, Mir Publ., 1974, 374 p.

[11] Krasovskiy A.Ya., ed. Prochnost materialov i konstruktsiy pri kriogennykh temperaturakh [Strength of materials and structures at cryogenic temperatures]. Kiev, Naukova dumka Publ., 1988, 239 p.

[12] Vyshvenyuk V.I. GONTI, ser. VIII, no. 52. Moscow, TsNTI Poisk Publ., 1987.

Komkov M.A., Dr. Sc. (Eng.), Rocket-and-Space Engineering Technologies Department, Bauman Moscow State Technical University. Author of over 130 scientific papers in the field of rocket-and-space engineering technologies and composite structures. e-mail: cm12@cm.bmstu.ru; m_komkov@list.ru

Potapov DA., student, Rocket-and-Space Engineering Technologies Department, Bauman Moscow State Technical University.

Kudryavtsev A.A., student, Rocket-and-Space Engineering Technologies Department, Bauman Moscow State Technical University. Author of two articles in the field of rocketand-space engineering technologies, prize-winner of the International competition of student works Quality Education, participant of several conferences.