Работоспособность топливного элемента в зоне скрепления с корпусом энергетической установки. Часть I. особенности механического поведения и оценки работоспособности топливного элемента

УДК 539.3

Работоспособность топливного элемента в зоне скрепления с корпусом энергетической установки. Часть I. Особенности механического поведения и оценки работоспособности топливного элемента

Е.А. Чащихин, И.И. Анисимов, В.И. Десятых, Б.А. Люкшин1

ФГУП «Федеральный научно-производственный центр «Алтай», Бийск, 659322, Россия 1 Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, Томск, 634021, Россия

В работе обсуждаются принципы оценки и обеспечения эксплуатационной работоспособности твердотопливных энергетических установок, активно используемых в настоящее время в ракетно-космических системах. Основное внимание уделяется выявлению наиболее опасных областей топливных элементов, где при эксплуатации могут образовываться аномалии и дефекты структурной целостности, выяснению факторов, вызывающих эти явления, и разработке методов их устранения.

Дана общая характеристика проблемы, изложены закономерности механического поведения высокоэнергетических конденсированных материалов в зоне скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки, обсуждены особенности реализуемого напряженно-деформированного состояния и соответствующие подходы к оценке работоспособности исследуемой зоны топливного элемента.

Ключевые слова: топливный элемент, пластификатор, структурно-механическое состояние, механические характеристики, полимерная матрица, термовязкоупругость, эксплуатационная работоспособность

Operational capacity of the fuel element at its interface with the power installation. Part I. Special features of the mechanical behavior and operational capacity estimation

E.A. Chashchikhin, I.I. Anisimov, V.I. Desyatykh and B.A. Ljukshin1

Federal Research and Production Center Altai, Biysk, 659322, Russia 1 Institute of Strength Physics and Materials Science SB RAS, Tomsk, 634021, Russia

In the paper we discuss principles of the estimation and maintenance of the operational capacity of solid fuel power installations that are presently used extensively in space and missile systems. Main attention is paid to revealing most dangerous regions in fuel elements where anomalies and continuity violation can be formed during operation. We determine factors inducing these phenomena and develop methods for their elimination.

We provide general characteristics of the problems and describe mechanisms of the mechanical behavior of high-energy condensed materials at the interface between the fuel element and power installation. We also study special features of the stress-strain state and discuss approaches to estimating the operational capacity of the studied zone of the fuel element.

Keywords: fuel element, plasticizer, structural-mechanical state, mechanical characteristics, polymer matrix, thermoelastoplasticity, operational capacity

1. Общие положения

Опыт эксплуатации отечественных и зарубежных топливных элементов, скрепленных с корпусом энергетической установки, показывает, что наиболее нагруженной является прикорпусная область, в которой после

длительного штатного использования регистрируются существенные изменения структурно-механического состояния [1,2]. Это потребовало существенного изменения целого ряда методических подходов к решению проблемы обеспечения механической работоспособ-

© Чащихин Е.А., Анисимов И.И., Десятых В.И., Люкшин Б.А., 2008

ности топливного элемента в течение всего срока эксплуатации.

Наименее исследованными в настоящее время остаются процессы диффузионного взаимодействия высокоэнергетических конденсированных материалов и корпусных элементов, а также получение количественных оценок их влияния на механическое состояние и ресурс эксплуатационной работоспособности зоны скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки (рис. 1). Решение данной проблемы базировалось на форсированных испытаниях [3,4] лабораторных образцов, моделирующих поведение системы «топливный элемент - корпус энергетической установки» в процессе эксплуатации. Однако длительный натурный эксперимент [5] показал, что подобные приближенные подходы требуют корректировки в части более детального учета эффектов физико-химического взаимодействия высокоэнергетических конденсированных материалов с элементами корпуса.

Определяющее значение в этой зоне топливного элемента имеют массообменные процессы, начинающиеся еще на этапе его изготовления и усиливающиеся с повышением температуры на этапе вулканизации. С меньшей скоростью они продолжают развиваться в процессе эксплуатации энергетической установки. Указанные процессы связаны с миграцией пластификатора из материала топливного элемента в защитно-крепящий слой, приводящей к возникновению в прикорпусных слоях высокоэнергетического конденсированного материала дефицита пластификатора, образованию неоднородного профиля его концентрации и механических характеристик. Хорошее согласование с экспериментальными данными по распределению пластификатора в прикорпус-ной зоне топливного элемента в процессе длительной эксплуатации дает приближенное решение задачи диффузии из полупространства в слой конечной толщины [6]:

Кст1гп/

IV {к, т) =

1 —

1 + КслЦп/

егґ

1.5

23.8-/Ох

к

\ + КсЛп /

где IV = Спл(/г, т)/сл —нормированное значение концентрации пластификатора; Сл — рецептурная кон-центрация пластификатора; Кс — коэффициент распределения пластификатора между высокоэнергетическим конденсированным материалом и защитно-крепящим слоем; О — коэффициент диффузии пластификатора в материале топливного элемента (см2/с); т — время (с); 5 — толщина слоя защитно-крепящего слоя (см); к — расстояние от защитно-крепящего слоя (см).

Следует подчеркнуть, что из-за возникновения дефицита пластификатора в фазе отверждения в прикорпус-ной зоне топливного элемента изменяется соотноше-

ние компонентов рецептуры (в частности, повышается относительная концентрация вулканизующих агентов), в результате чего формирование структуры и свойств высокоэнергетического конденсированного материала в рассматриваемой зоне происходит в иных условиях, чем для остальной части изделия.

Таким образом, формирование неоднородных полей механических характеристик в прикорпусной зоне топливного элемента обусловлено двумя факторами: во-первых, дефицитом пластификатора, во-вторых, изменением структуры и рецептурного состава полимерной матрицы. Доля каждой из указанных составляющих неоднородности механических характеристик для конкретной композиции определяется множеством факторов, в частности физической природой и свойствами контактирующих в рассматриваемой зоне материалов, рецептурным составом высокоэнергетического конденсированного материала, степенью пластификации его связующего и др.

Если установлена закономерность изменения зависимости механических характеристик от Спл в процессе эксплуатации энергетической установки, с ее помощью по рассчитанному на основании формулы (1) значению Спл может быть сделан прогноз изменения параметров механического состояния прикорпусной зоны топливного элемента на заданный срок эксплуатации.

Для современных материалов повышенной энергоемкости [7] указанный эффект имеет особое значение. Чувствительность параметров механического состояния таких, как правило, высокопластифицированных материалов к дефициту пластификатора весьма существенна. Ситуация еще более усугубляется для тех материалов, которые характеризуются слабой адгезионной прочностью связующего к наполнителю. В результате

Зона неоднородности механических

Рис. 1. Характеристика неоднородности механических свойств и концентрации пластификатора в прикорпусной зоне топливного элемента: 1 — корпус, 2 — теплозащитное покрытие, 3 — защитно-крепящий слой, 4 — крепящий состав, 5 — высокоэнергетический конденсированный материал

зависимость механических характеристик от С|1Л для таких высокоэнергетических конденсированных материалов становится сложной и существенно нелинейной, а их структурное состояние в условиях дефицита пластификатора заметно отличается от исходного.

Наиболее важными особенностями механического состояния материала прикорпусной области топливных элементов, изготовленных из такого высокоэнергетического конденсированного материала, являются [8, 9]:

1) выраженные градиенты возрастания жесткости = Щ!1_0/е\!1_ь, *= 7-10, рис. 1) при отсутствии адекватных эффектов упрочнения,

2) формирование в прилегающем к границе скрепления слое (/1 = 0-5 мм) малодеформируемой (на уровне материала корпуса) структуры,

3) отсутствие эффектов восстановления деформируемости указанных слоев топливного элемента при выравнивании профиля концентрации пластификатора высокоэнергетического конденсированного материала в процессе последующей эксплуатации.

Вследствие формирования указанных эффектов неоднородности механического состояния в процессе эксплуатации энергетической установки могут возникнуть нарушения структурной целостности в системе «топливный элемент - корпус». Критичными для исследуемой зоны топливного элемента может стать как начальный этап эксплуатации, когда вследствие высоких значений :КШ реализуется значительное увеличение действующих напряжений, так и последующая длительная его эксплуатация, когда снижение эффекта ужесточения (за счет компенсации дефицита пластификатора притоком из глубинных слоев топливного элемента) приводит к увеличению уровня деформации в исследуемой зоне, а предельная деформация остается на прежнем уровне.

Наличие малодеформируемого слоя высокоэнергетического конденсированного материала инициирует в этой области адгезионные и когезионные нарушения

целостности, развивающиеся по типу хрупких материалов. В качестве иллюстрации локального характера формирования квазихрупкого состояния высокоэнергетического конденсированного материала на рис. 2, а показан момент начала разрушения при растяжении двухслойного образца, моделирующего границу скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки. На рис. 2, б приведен укрупненный образец, вырезанный из прикорпусной зоны натурного изделия.

Вышеизложенное свидетельствует о необходимости поиска более совершенных методов оценки и обеспечения работоспособности топливного элемента, учитывающих позонный характер формирования неоднородности его механического состояния [8, 9], а также изменения традиционных методов конструирования элементов скрепления топливного элемента с корпусом с позиций обеспечения требуемого ресурса при длительной эксплуатации энергетической установки.

Предлагаемый подход к решению поставленной задачи включает следующие основные этапы:

1. Анализ закономерностей формирования и последующего изменения в процессе эксплуатации механических свойств прикорпусных слоев топливного элемента; моделирование процессов, происходящих в рассматриваемой зоне, применительно к различным типам современных высокоэнергетических конденсированных материалов.

2. Оценка влияния параметров неоднородности механических характеристик на работоспособность зоны скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки и определение их допустимого уровня.

3. Разработка методов обеспечения сформулированных требований по ограничению неоднородности механических характеристик высокоэнергетического конденсированного материала и эксплуатационной работоспособности прикорпусной зоны топливного элемента.

Рис. 2. Развитие трещины в зоне скрепления с корпусом в модельном двухслойном образце (а) и в натурном топливном элементе (б): 1 — защитно-крепящий слой; 2 — крепящий состав; 3 — трещина; 4 — слой высокоэнергетического конденсированного материала с повышенной жесткостью

Вопросы, относящиеся к первому из перечисленных этапов, рассмотрены в работах [1, 5]. Наиболее показательные результаты оценки влияния эффектов неоднородности на механическое состояние исследуемой зоны топливного элемента изложены ниже. Методам обеспечения эксплуатационной работоспособности указанной зоны топливного элемента энергетической установки посвящена вторая часть настоящей работы.

2. Влияние неоднородности механических характеристик на напряженно-деформированное состояние области скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки

Традиционно интересы конструкторов при прочностном проектировании зоны скрепления топливного элемента с корпусом ограничены расчетом эксплуатационных полей контактных напряжений и силовых критериев прочности. Как правило, этот анализ проводится при допущении об однородности свойств высокоэнергетического конденсированного материала в прикорпус-ной зоне. Неоднородность механических характеристик по объему топливного элемента и их разброс между изделиями в этом случае учитываются согласно современным методическим подходам [10] введением коэффициента безопасности Формирование в исследуемой зоне топливного элемента жесткой малодефор-мируемой полимерной матрицы вызывает необходимость совершенствования имеющихся методов оценки эксплуатационной работоспособности топливного элемента. Важнейшими задачами таких исследований становятся учет реальных закономерностей изменения механических характеристик в системе «топливный элемент - корпус энергетической установки» при прочностных расчетах, оценка уровня действующих деформаций непосредственно вблизи адгезионной границы «высокоэнергетический конденсированный материал -защитно-крепящий слой», использование критериев, адекватно отражающих особенности разрушения материала, близкого по свойствам к структуре, формирующейся в рассматриваемой зоне топливного элемента. Основное внимание следует сосредоточить на оценке предельно допустимых значений параметров неоднородности механических свойств высокоэнергетического конденсированного материала. Решение задачи определения влияния этих параметров на работоспособность топливного элемента базируется на численном (с использованием метода конечных элементов) анализе многослойных конструкций, моделирующих реальное распределение механических характеристик по объему изделия.

Математическая постановка задачи термовязкоупругости при расчете полей напряжений в системе «топливный элемент - корпус энергетической установки» [11, 12] включает уравнения равновесия, совместности де-

формаций, механического состояния каждого из используемых в конструкции материалов (с учетом неоднородности свойств в прикорпусной зоне топливного элемента):

Эр (А /?) = } I К/'-т', К)¿Бу (т, И), і, у = {х, у, г},

о

0-ЗаДГ = —,

К

ґ= Г Ф т' = [ ёТ

[аТ{тї ¿аг[Г(т)]’

где Эу = Еу - г8у и Бу = ст у - (т8(/ — компоненты де-виаторов деформаций и напряжений соответственно; 0 = Зе = ей —объемная деформация; а = гт(( /3 —среднее напряжение; АТ = \.і(і)АТ(ХІ) — температурная нагрузка; ц(?) —временной параметр ее действия; К — модуль объемного деформирования; П — функция ползучести материала топливного элемента; Ґ, т' —модифицированное время; ат — функция температурновременного смещения; А — расстояние от защитно-кре-пящего слоя.

Граничные условия по контуру топливного элемента записываются в виде:

стя|^ =С°П

где Б], Бк —открытые и скрепленные с корпусом поверхности топливного элемента.

Граничные условия принимают по результатам приемо-сдаточных статических испытаний корпусов, представленным в виде зависимости компонент перемещений цилиндрической части и днищ корпуса (иг (г, г), и2 (г, г)) от уровня максимального внутри-камерного давления.

Наличие эффектов неоднородности механических характеристик в сочетании со сложностью геометрической конфигурации манжетных раскреплений приводят к сложному характеру и высоким градиентам распределения напряженно-деформированного состояния вблизи границы «топливный элемент - корпус». Это в известной мере усложняет процедуру построения численной модели и анализ результатов расчета.

Многослойная конечно-элементная модель должна отражать геометрические параметры корпуса, теплозащиты (в том числе фактический профиль используемых замков манжетных раскреплений) и условия их взаимного контакта. Такой подход дает возможность учета не только эффектов неоднородности механических характеристик высокоэнергетического конденсированного материала в прикорпусной зоне, но и особенностей механического поведения (хрупкого, упругого, вязкоупругого, упругопластического и т.п.) материала топливного элемента на различном расстоянии от защитно-крепящего слоя.

Рис. 3. К вопросу об оценке влияния параметров ужесточения на напряженно-деформированное состояние топливного элемента: исходные данные. Д/у0 = 5, 9, 18 мм; Км = 2, 6, 10

С помощью данной модели были проведены численные оценки влияния параметров неоднородности модуля упругости (рис. 3) высокоэнергетического конденсированного материала на уровень напряженного состояния и прочность топливного элемента в зоне контакта с защитно-крепящим слоем. На рис. 4 представлены нормированные соответствующим однородным решением зависимости действующих в прикорпусной зоне топливного элемента контактных напряжений а*1 от параметров ужесточения, которые могут быть использованы при выполнении приближенных экспресс-оце-нок эффекта, оказываемого неоднородностью механических характеристик на поля напряжений и эксплуатационную работоспособность изделия в зоне скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки. Из рис. 4, а следует, что реализующиеся в рассматриваемой области параметры напряженно-де-формированного состояния наиболее чувствительны к значению ширины зоны неоднородности механических характеристик в области малых (А/гн/о < 2.5-3 мм) ее значений. При Л/гн/о > 6 мм значимость этого параметра в формировании результирующего эффекта неоднородности механических характеристик, оказываемого на напряженно-деформированное состояние изделия, резко снижается. Зависимость нормированных напряжений а* от параметра повышения жесткости Км (рис. 4, б) характеризуется более плавным изменением скорости до*э/дКкоторая при > 3.5, ...^становится практически постоянной. Наконец, сопоставив друг с другом приведенные зависимости, можно с полным основанием утверждать, что степень влияния уровня неоднородности модуля КАЕ на напряженно-де формированное состояние и прочностную работоспособность топливного элемента значительно более существенная, чем влияние ширины зоны неоднородности.

1 о* —эквивалентное одноосное напряжение, учитывающее влияние вида напряженного состояния на разрушение материала; черта над символом означает величину, нормированную решением в однородной постановке

Кроме того, Л/у0 непосредственно определяется параметрами диффузионных процессов в прикорпусной зоне и для различных типов конструкций топливного элемента отличается незначительно (не более чем в 2— 2.5 раза). Поэтому при назначении требований к параметрам неоднородности механических характеристик следует, прежде всего, оценивать предельно допусти-

т^АЕ

мые значения параметров К неоднородности механических характеристик, а не протяженность А/гн/о этой области.

Повышение жесткости прикорпусных слоев топливного элемента приводит к увеличению действующих напряжений, что неблагоприятно сказывается на уровне прочностной работоспособности топливного элемента в рассматриваемой области, при этом уровень деформации, напротив, снижается. Поэтому максимально-до-пустимый уровень увеличения жесткости высокоэнергетического конденсированного материала следует назначать исходя из силового критерия, регламентирующего условия достижения в расчетной зоне предельно допустимого напряженного состояния, а минимальнодопустимый уровень деформаций — из деформационного критерия.

Из многообразия внешних эксплуатационных воздействий, опасных для крупногабаритных топливных элементов, наиболее показательными являются две группы нагрузок: 1) массовые (инерционные) силы у2,п2, действующие в процессе длительной эксплуатации и при полете энергетической установки в «пассажирском режиме» соответственно; 2) однородное внут-рикамерное давление р (работа энергетической установки).

Анализ параметров напряженно-деформированного состояния топливного элемента для указанных типов

Рис. 4. Влияние параметров повышения жесткости материала топливного элемента на контактные напряжения в прикорпусной зоне: а — Км = 10

а

б

Рис. 5. Особенности реализации напряженно-деформированного состояния топливного элемента при наличии эффектов неоднородности механических характеристик в зоне его скрепления с корпусом: а — действующие (эквивалентные) деформации (нагрузка — осевые инерционные силы) в зоне переднего замка манжетного раскрепления при относительном увеличении жесткости прикорпусных слоев топливного элемента; б — интенсивность напряжений в зоне переднего замка манжетного раскрепления (нагрузка — однородное внутрикамерное давление); КАЕ = \0 (/), З (II), 1 (III); — расстояние (вдоль оси топливного элемента) от вершины замка манжетного раскрепления; к —расстояние (по своду топливного элемента) от защитно-крепящего слоя

нагрузок позволил выявить закономерности и получить количественные оценки изменения максимальных деформаций и напряжений в концевых зонах скрепления (рис. 5). Многопараметрический численный эксперимент показал, что максимальные значения действующих деформаций в концевых зонах скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки для рассматриваемых расчетных случаев (у2 +п2, р) отличается не более чем в 1.5-2.5 раза (в зависимости от реализованных параметров неоднородности механических характеристик). Различие напряженного состояния более существенное (до 3-3.5 раз). Однако в условиях

воздействия внутрикамерного давления предельные характеристики современных высокоэнергетических конденсированных материалов также существенно увеличиваются (К^р = 3.0-3.5, К°р = 4.5-5.0). Поэтому дальнейший анализ эксплуатационной работоспособности в области концевых зон скрепления топливного элемента энергетической установки и оценку допустимых параметров неоднородности механических характеристик следует осуществлять применительно к этапам нагружения, предшествующим работе энергетической установки, как наиболее опасным. В табл. 1 в качестве иллюстрации приведены максимальные значения пара-

Таблица 1

Максимальные значения контактных напряжений в концевой зоне скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки при воздействии инерционных сил у2 + п2

Механическое состояние прикорпусных слоев топливного элемента КМ Тп Д(атаX), Н/см2 а° А(а“ах)’ Н/см2 Сі А(а“ах)’ Н/см2 Примечание

Неоднородное Непосредственно после изготовления 10.2 46 -39 78 0.01 А(а{пах)-25 мм, /г = 0, аьа2,а3 — главные нормальные напряжения, тп — наибольшее сдвиговое напряжение, о0 — среднее (гидростатическое) напряжение, о! — интенсивность _ СТо — О"з напряжении, ¡иа = 2 1 — а1 -а3 параметр Надаи-Лоде

На момент окончания гарантийного срока эксплуатации 3.0 19 -9 33 0.05

Однородное(для сравнения) 1.0 10.6 0 24 -0.06

н/о, одн

0.4-

0.0

10 КЛЕ

10 КЛЕ

Рис. 6. Зависимость параметров напряженно-деформированного состояния прикорпусных слоев топливного элемента от параметра К при действии осевых инерционных сил

метров напряженного состояния в концевой зоне скрепления топливного элемента для случая (у 2 + п2) полета энергетической установки с неработающим двигателем.

Проведенные многопараметрические исследования [8, 9] позволили выявить следующие закономерности изменения напряженно-деформированного состояния в прикорпусной зоне топливного элемента (рис. 6):

1. Повышенный уровень напряжений и деформаций локализуется в достаточно узкой (±50 мм от вершины замка манжеты) области и характеризуется наличием одного или двух ярко выраженных максимумов.

2. Наличие эффектов ужесточения снижает уровень действующих деформаций ед на границе скрепления, максимум которых смещается в глубинные слои топливного элемента. Напряженное состояние, напротив, сохраняет монотонный (по своду топливного элемента) характер, а уровень напряжений существенно увеличивается.

3. Эффект снижения деформаций на границе скрепления наиболее значимо проявляется при относительном увеличении жесткости материала прикорпусных

АР

слоев топливного элемента: К < 3-4. Повышенная чувствительность напряжений к данному параметру, напротив, смещена в область Км > 4.

3. Принципы оценки работоспособности

топливного элемента энергетической установки

Выявленные закономерности формирования неоднородности механического и напряженно-деформиро-ванного состояния в прикорпусной области топливного

элемента потребовали корректировки существующих методов оценки работоспособности рассматриваемой

зоны изделия.

Эксперименты по растяжению двухслойных образцов, моделирующих зону скрепления топливного элемента с корпусом, а также образцов, вырезанных непосредственно из натурных изделий, показали, что внутри области И = 0-5 мм от защитно-крепящего слоя формируются микроразрушения высокоэнергетического конденсированного материала без выхода трещин на открытую поверхность образца (см. рис. 2, а). В подобных

случаях при прогнозировании разрушения становится целесообразным использование деформационного критерия типа

ГК8

л

гар ’

к=1

где Г|гар —гарантированное значение запаса прочности; к—индекс суммирования тензоров деформаций от одновременно действующих нагрузок; еі — интенсивность деформаций (эквивалентная деформация);

/к ~ АкІ2к /ък ----- коэффициент беЗОПаСНОСТИ [10]

для к-й нагрузки.

Расположение зоны возможного разрушения (г| < - Л гар ) существенно зависит от характера неоднородности жесткостных Е(К) и предельных [е(/г)] свойств высокоэнергетического конденсированного материала в прикорпусной зоне. Применение критерия (3) для анализа работоспособности концевых зон скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки при воздействии инерционных сил (у2 +п2) показало, что для современных высокоэнергетических конденсированных материалов [7] минимальное значение запаса прочности Г|є при наличии неоднородности свойств

Рис. 7. Сравнительные закономерности нормированных распределений деформации в зоне скрепления топливного элемента с корпусом энергетической установки. Действующие деформации

действительно локализуется в области к = 0-5 мм (рис. 7).

Применительно к оценке напряженного состояния следует подчеркнуть, что в рамках современной методологии прочностного анализа эффекты влияния неоднородности механических характеристик на работоспособность топливного элемента энергетической установки учитываются введением коэффициентов безопасности /а в рамках силового критерия прочности вида:

П к][о]

-------->

Х/Х» к

к=1

где аэкв — эквивалентное (одноосное) напряжение, определяемое параметрами огибающей поверхности разрушения, экспериментально подтвержденной для исследуемого материала.

Из анализа приведенных результатов (см. табл. 1) следует, что повышение жесткости в прикорпусной зоне топливного элемента {К >1.0) приводит к возникновению сжимающих средних напряжений (а0 < 0) и увеличению максимальных сдвиговых контактных напряжений тп, обуславливающих существенное (в 1.4—3 раза) увеличение интенсивности напряжений <з{. Вид напряженного состояния, характеризуемый параметром Надаи-Лоде, практически не изменяется, оставаясь близким к условиям чистого сдвига (]Иа = 0).

В практике разработки топливного элемента энергетической установки при сравнении и оценке прочностной работоспособности в подобных случаях используются теории прочности, в которых условие наступления разрушения записывается в виде соотношений, зависящих от первых двух инвариантов тензора напряжений [11]. Простейшая теория этого типа предложена Баландиным:

а? + 5а0=С.

Эквивалентное (равноопасное одноосное) напряжение и условие обеспечения прочности в этом случае записываются в виде:

3

аэкв =-О0(1-^) +

+ ^

СТэкв^[°]р>

где X = [ст]р Да] — экспериментально определяемая

константа материала; [а]р и [а]сж — предельные напряжения при одноосном растяжении и сжатии соответственно.

Высокие градиенты неоднородности механических характеристик (Км > 5-7) формируют недопустимо высокие уровни напряжений, выходящие за пределы огибающей поверхности разрушения. С целью исклю-

Рис. 8. Применение различных критериев работоспособности топливного элемента ракетного твердотопливного двигателя: а — деформационный критерий, Г| є = 8 д Де]; б — критерий Баландина; в — нормированные значения удельной потенциальной энергии деформирования и разрушения й/! Варианты распределения механических характеристик высокоэнергетических материалов: Км = 10

чения подобных ситуаций необходимо введение ограни-

Т,АЕ

чении на уровень параметра К , характеризующего эффекты повышения жесткости материала в прикорпусной зоне. Количественная оценка этого параметра зависит от целого ряда факторов, включая особенности механического поведения высокоэнергетических конденсированных материалов, тип используемого критерия прочности, характер действующих нагрузок и особенности конструкции системы «топливный элемент-корпус».

Достаточно эффективным для рассматриваемой области топливного элемента оказалось также использование теорий, базирующихся на энергетических принципах, практическое применение которых для конструкций типа топливных элементов энергетических установок ограничено в связи с трудоемкостью проведения расчетов напряженного состояния в зонах структурной

неоднородности свойств. На рис. 8, в приведены распределения (по своду) удельной потенциальной энергии деформирования и разрушения н, ! при различных значениях параметров неоднородности механических характеристик прикорпусных слоев топливного элемента. В областях, в которых энергия деформирования превышает соответствующую предельную энергию разрушения используемого высокоэнергетического конденсированного материала, эксплуатационная работоспособность топливного элемента не обеспечивается.

Применение изложенного подхода при конструировании топливного элемента позволило определить зоны реализации опасных состояний и сформулировать требования к элементам системы «высокоэнергетический конденсированный материал - защитно-крепящий слой», обеспечивающим скрепление с корпусом энергетической установки (рис. 8). Для большинства конструкций топливных элементов энергетической установки современных космических систем относительное увеличение жесткости высокоэнергетического конденсированного материала в области скрепления топливного элемента с корпусом не должно превышать | Кл1: ] = 5, а его деформируемость на начальном этапе эксплуатации не должна быть не ниже 6-7 %.

4. Выводы

При проектировании краевых зон скрепления топливных элементов, обладающих существенными эффектами неоднородности механических характеристик, необходимо традиционный силовой критерий работоспособности дополнить деформационным либо воспользоваться энергетическим критерием.

Для обеспечения эксплуатационной работоспособности прикорпусных областей топливных элементов современных и перспективных ракетно-космических систем необходимо выполнение требований по ограничению эффектов неоднородности механических свойств высокоэнергетических конденсированных материалов.

Литература

1. Жарков A.C., Анисимов ИИ, Марьяш В.И., Десятых В.И. Результаты исследования механического состояния высокоэнергетических материалов в процессе длительной эксплуатации // Высокоэнергетические материалы. Демилитаризация и гражданское применение: Тезисы Межд. конф. «HEMs-2004», Белокуриха, 6-9 сентября 2004 г. - Бийск: ФГУП «ФНПЦ «Алтай», 2004. - С. 122— 124.

2. Samsonov А.Е. Selection of critical failure modes for service life overtesting // J. Spacecraft and Rockets. - 1977. - V. 14. - No. 5. - P. 306-309.

Ъ.ГойхманБ.Д., Смехунова Т.П. Прогнозирование изменений свойств полимерных материалов при длительном хранении и эксплуатации // Успехи химии. - 1980. - Т. 49. - Вып. 8. - С. 1554-1573.

4. Карпухин О.Н. Определение срока службы полимерного материала

как физико-химическая проблема // Успехи химии. - 1980. -Т. 49. - Вып. 8. - С. 1523-1553.

5. Жарков A.C., Анисимов ИИ., Марьяш В.И., Десятых В.И., Люкшин Б.А. Физико-химические процессы в изделиях из высокоэнергетических конденсированных материалов при длительной эксплуатации // Физ. мезомех. - 2006. - Т. 9. - № 4. - С. 93-106.

6. Болтакс Б.И. Диффузия в полупроводниках. - М.: Физматгиз, 1961.-462 с.

7. Пат. США С06В045/10 149/19.4 / Hughes et al. Высокоэнергетическая топливная композиция. - 1994 [Заявка № 627169 от 14.12.1990].

8. Чащихин Е.А., Щемелинин A.B., Анисимов И.И., Десятых В.И., Сидоров В.В. Особенности механического поведения высокоэнергетических конструкционных материалов // Перспективы создания и применения конденсированных энергетических материалов: Доклады I Всероссийской научно-технической конференции молодых ученых, Бийск, 27-29 сентября 2006 г. - Бийск: Изд-во БТИ АлтГТУ, 2006. - С. 172-179.

9. Чащихин Е.А., Анисимов ИИ, Десятых В.И, Константинов В.В. Численное исследование неоднородности свойств на НДС в зоне контакта ТЭ с корпусом ЭУ // Материалы и технологии XXI века: Доклады II Всероссийской научно-практической конференции молодых ученых, Бийск, 7-9 сентября 2005 г. - М.: ЦЭИ «Химмаш», 2005. - С. 14-17.

10. Милехин Ю.М., Берсон А.Ю., Кавицкая В.К, Еренбург Э.И Надежность ракетных двигателей на твердом топливе. - М.: МГУП, 2005. - 880 с.

11. Москвитин В.В. Сопротивление вязкоупругих материалов: применительно к зарядам ракетных двигателей на твердом топливе. -М.: Наука, 1972.-327 с.

12. Ильюшин A.A., ПобедряБ.Е. Основы математической теории термовязкоупругости. - М.: Наука, 1970. - 280 с.

Поступила в редакцию

11.03.2008 г.

Сведения об авторах

Чащихин Евгений Алексеевич, начальник лаборатории ФГУП ФНПЦ «Алтай», post@frpc. secna.ru

Анисимов Игорь Иванович, д.т.н., с.н.с., начальник отдела прочности ФГУП ФНПЦ «Алтай», post@frpc.secna.ru

Десятых Виктор Иванович, начальник лаборатории ФГУП ФНПЦ Алтай», post@frpc.secna.ru

Люкшин Борис Александрович, д.т.н., профессор, ведущий научный сотрудник ИФПМ СО РАН, lba2008@yandex.ru