/
Автор: Русин М.Ю.
Теги: авиация и космонавтика летательные аппараты ракетная техника космическая техника междупланетные соединения (междупланетные полеты) космонавтика (аэронавтика) авиация ракетостроение учебное пособие
ISBN: 5-7038-2648-9
Год: 2005
Текст
*
Московский государственный технический университет
имени Н.Э. Баумана
Учебное пособие
м.ю. РУСИН
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ГОЛОВНЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ РАКЕТ
ИЗ КЕРАМИЧЕСКИХ И КОМПОЗИЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ
Издательство МГТУ имени Н.Э. Баумана
МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ
им. Н.Э. БАУМАНА
М.Ю. РУСИН
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ГОЛОВНЫХ ОБТЕКАТЕЛЕЙ РАКЕТ
ИЗ КЕРАМИЧЕСКИХ И КОМПОЗИЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ
Допущено Учебно-методическим объединением вузов по университет-
скому политехническому образованию в качестве учебного пособия
для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению
652600 «Ракетостроение и космонавтика», специальности 130600
«Ракетостроение», 130700 «Космические аппараты и разгонные блоки»
Москва
Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана
2005
УДК 629.76(075.8)
ББК 39.62
Р88
Рецензенты: М.А. Комков, В.А. Барвинок
Русин М.Ю.
Р88 Проектирование головных обтекателей ракет из керами-
ческих и композиционных материалов: Учебное пособие.
М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2005. - 64 с.: ил.
ISBN 5-7038-2648-9
В пособии показаны особенности головных антенных обтекателей как
специфических агрегатов летательных аппаратов. Приведена иерархиче-
ская схема требований по выбору конструкционных материалов для обте-
кателей. Систематизированы и описаны конструкции основных видов со-
единений обтекателей из керамических и композиционных материалов с
металлическими элементами шпангоутов. Проанализировано влияние
внешних воздействий и приведены некоторые модели расчета температур,
температурных напряжений, а также всего напряженно-деформированного
состояния обтекателя.
Для студентов старших курсов и дипломников.
Ил. 33. Табл. 1. Библиогр. 19 назв.
УДК 629.76(075.8)
ББК 39.62
Михаил Юрьевич Русин
Проектирование головных обтекателей ракет из керамических
и композиционных материалов
Учебное пособие
Редактор С.А. Серебрякова
Корректор Л. И. Малютина
Компьютерная верстка О.В. Беляевой
Подписано в печать 11.01.2005. Формат 60x84/16. Бумага офсетная.
Печ. л. 4,0. Усл. печ. л. 3,72. Уч.-изд. л. 3,65. Тираж 200 экз. Изд. №^78.
Заказ № 37
Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана.
105005, Москва, 2-я Бауманская, 5.
ISBN 5-7038-2648-9
© МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2005
ВВЕДЕНИЕ
Головной антенный обтекатель является одним из важнейших
элементов конструкции летательного аппарата (ЛА), в значитель-
ной степени определяющих аэродинамические характеристики и
точность наведения на цель. К нему предъявляют типовые для ЛА
требования минимальной массы при обеспечении достаточной
прочности и надежности. Обтекатели систем управления ЛА
должны обладать комплексом радиотехнических свойств, заклю-
чающихся в том, что радиоволны заданного спектра частот не
должны претерпевать искажений и ослабления мощности элек-
тромагнитного потока. С этим непосредственно связаны и защит-
ные функции обтекателя по обеспечению работоспособности ап-
паратуры в условиях действующих тепловых и аэродинамических
нагрузок.
Функциональные свойства обтекателей обусловливают проти-
воречивые требования к конструкционным материалам. Например,
применение материалов с большим коэффициентом теплопровод-
ности, обеспечивающим снижение температурных напряжений в
стенке обтекателя, приводит к росту температуры во внутреннем
объеме, что может вывести из строя радиотехническую аппаратуру.
Из сказанного выше следует, что одной из самых важных задач
при проектировании радиопрозрачных обтекателей является выбор
материалов, удовлетворяющих ряду противоречивых требований.
Из всего многообразия конструкционных материалов наиболее
перспективными являются стекло- и органопластики, пластмассы
и керамические материалы.
Перечисленные выше радиопрозрачные материалы имеют одну
общую специфическую особенность - их производство реализует-
ся одновременно с формированием конструкций, что требует осо-
бого внимания к технологическим процессам изготовления обте-
кателей, во время которых необходимо обеспечить требуемые
свойства материала и конструкции.
3
1. ОСОБЕННОСТИ ГОЛОВНЫХ АНТЕННЫХ
ОБТЕКАТЕЛЕЙ КАК СПЕЦИФИЧЕСКИХ
АГРЕГАТОВ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
Характерной особенностью развития авиационной и ракетной
техники является постоянное увеличение скоростей полета и ма-
невренности ЛА. Это неизбежно приводит к возрастанию аэроди-
намических нагрузок (давления) на агрегаты ЛА и к увеличению
температуры на их поверхности. На рис. 1.1 показаны границы
изменения этих параметров для различных классов ЛА в зависи-
мости от высоты и скорости их полета [1].
Энтальпия, МДж/кг
Скорость, М
Рис. 1.1. Высота и скорость полета различных летательных аппаратов:
1 - область полета самолетов в настоящее время; 2 - ракеты ПВО и антиракеты;
3 космические ракеты; 4 - космический аппарат «Аполлон»; 5 межкон-
тинентальные ракеты; — - — - давление в передней точке; температура
передней точки
4
Радиопрозрачный обтекатель, защищающий антенну головки
самонаведения от аэродинамического напора воздуха и нагрева,
является наиболее ответственным неотъемлемым элементом го-
ловной части любой современной ракеты и большинства скорост-
ных самолетов [1-5].
Влияние обтекателя на пеленгующую моноимпульсную антен-
ну чрезвычайно велико: пеленгационные ошибки головки самона-
ведения с обтекателем значительно превышают собственные
ошибки свободной моноимпульсной антенны, дальность действия
снижается на 20...50 %. Угловой градиент пеленгационных оши-
бок системы «антенна - обтекатель» приводит к возмущению ра-
боты контура самонаведения из-за постоянно меняющихся вели-
чины и знака паразитной обратной связи в цепи управления руля-
ми ракеты и в результате снижает высотный «потолок» устойчи-
вой работы системы самонаведения ракеты в 1,3-1,5 раза, а также
дополнительно увеличивает промах от 5 до 100 м и выше [5].
Проблема сохранения стабильности радиотехнических харак-
теристик (РТХ) обтекателей в частотном диапазоне систем наведе-
ния осложняется все более увеличивающейся широтой этого диа-
пазона. Тенденция изменения частотного диапазона для отечест-
венных и зарубежных ракет за последние 20 лет и их реализации в
ЛА в зависимости от скорости полета приводится в работе [6].
В полете обтекатель как головная часть ЛА подвергается наи-
более интенсивному воздействию окружающей среды, зависящему
от скорости полета. Скорости ракет с 1945 по 1955 г. возросли до
2 М (здесь М - число Маха), с 1955 до 1970 г. от 3 до 6 М, с 1979
по 1985 г. от 7 до 8 М, в настоящее время для некоторых ЛА они
достигают значений 10 М и выше [7].
Основные характеристики обтекателей определяются назначе-
нием и условиями эксплуатации ЛА. Наличие радиолокационной
системы наведения в контуре управления ракеты диктует свои
требования к обтекателю, который должен быть радиопрозрачным
и обеспечивать минимальное искажение электромагнитного поля в
заданном спектре рабочих частот.
Широкий интервал скоростей и высот полета обусловливает
необходимость стабильной работы системы «обтекатель - антен-
на» как при низких, так и при высоких температурах. Ниже в таб-
лице приведены некоторые требования к ЛА различных классов.
Из таблицы видно, что на обтекатель действуют мощные тепловые
потоки и аэродинамические силы [6].
5
Эксплуатационные воздействия и радиотехнические требования
к антенным обтекателям ЛА
Класс ЛА* Тепло- вой поток, МВт/м2 Аэроди- намиче- ский напор, МПа Ско- рость на- грева, К/с Макси- мальная темпера- тура по- верхности, К Время автоном- ного поле- та, с Радио- прозрач- ность^
В-В 0,21-0,4 0,5 100 1300 40-600 85
ЗУР 2,1-5,0 2,5 200 1600 50-200 80
п-в 4,2-16,0 5,0 400 Более 3300 40-60 85
В-П 1,3-10,0 1,5 100 1300- 1800 300-400 80
БСРД 21-42 5,0 500 Более 3300 10-20 70
МБР 210 >15,0 700 Более 3300 10-30 70
*В-В - «воздух - воздух»; ЗУР - зенитная управляемая ракета; П-В -
«поверхность - воздух»; В-П - «воздух - поверхность»; БСРД - балли-
стическая ракета средней дальности; МБР - межконтинентальная балли-
стическая ракета
Носовые обтекатели находятся в исключительно жестких теп-
ловых условиях [6,8,9]. Зависимость температуры на поверхности
обтекателя от высоты и скорости полета как следствие воздейст-
вия теплового потока (рис. 1.2) приведена на рис. 1.3. Из рис. 1.3
видно, что к материалам для обтекателей предъявляют высокие
требования по термопрочности и термостойкости. Так как в носо-
вом отсеке ЛА необходимо обеспечивать рабочую температуру
среды, окружающей радиотехническую аппаратуру, материалы
обтекателей должны обладать хорошими теплоизолирующими
свойствами, в частности, низкой теплопроводностью.
Транспортировка ракет авиационного базирования (классов
В-В и В-П) на внешней подвеске самолета приводит к тому, что
головные обтекатели подвергаются интенсивной пылевой и дож-
девой эрозии во время взлетов и посадок самолетов. Это может
существенно изменить качество антенных обтекателей за счет из-
менения толщины их стенки, а также вследствие накопления влаги
в порах, что ухудшает радиотехнические характеристики и при
резком охлаждении может привести к разрушению обтекателя.
6
При сверхзвуковых скоростях полета имеют место термоцик-
лические нагрузки, которые в совокупности с указанными выше
явлениями снижают надежность агрегата. В связи с этим особое
значение приобретают влагозащитные и антиэрозионные покры-
тия, физико-механические свойства которых необходимо подби-
рать при тщательном согласовании их диэлектрических характе-
ристик, теплопроводности, термостойкости и термических коэф-
фициентов линейного расширения (ТКЛР).
Рис. 1.2. Зависимость теплового потока от времени при входе ЛА
в плотные слои атмосферы:
1 - межконтинентальная баллистическая ракета; 2 - баллистическая ракета сред-
ней дальности; 3 - сверхорбитальная баллистическая ракета; 4 - ракета-спутник;
5 - планирующая межконтинентальная баллистическая ракета
Рис. 1.3. Зависимость температуры на стенке головной части ракеты
от высоты Н и скорости полета
7
При полете ЛА на гиперзвуковых скоростях интенсивно проте-
кает процесс тепловой эрозии обтекателя, вследствие чего изме-
няются его радиотехнические и теплопрочностные свойства. По-
этому при проектировании обтекателя необходимо учитывать это
явление путем соответствующего выбора материалов и прогнози-
рования их свойств за счет технологии изготовления и конструк-
тивных параметров оболочки.
Анализируя весь комплекс требований, предъявляемых к со-
временным антенным обтекателям ракет рассматриваемого класса,
можно установить иерархический характер их потребительских
свойств (требований) (рис. 1.4). Эти свойства обеспечиваются
прежде всего выбором материала и технологией изготовления об-
текателя.
Рис. 1.4. Иерархическая схема требований к потребительским свойствам
(характеристикам) антенных обтекателей
Таким образом, проблема выбора материала обтекателя являет-
ся основополагающей для обеспечения функционального назначе-
ния обтекателя. Поиск основных конструкционных материалов для
обтекателей радиоантенн ЛА в силу требований к их эксплуатаци-
онным характеристикам (см. рис. 1.4) изначально осуществлялся
среди неметаллов. В период с 1950 по 1965 г., когда скорости ра-
8
кет находились в диапазоне 2 < М < 5, обтекатели радиоантенн
изготавливались из стеклопластиков [9-11]. Однако начиная с
1970-х гг. относительная доля обтекателей из стеклопластиков
резко уменьшилась, уступая свое место керамическим материалам.
Некоторое представление об области приложения обтекателей из
этих материалов в ракетах отечественного и зарубежного
производства за последние 20 лет дает рис. 1.5 [7].
Рис. 1.5. Области применения керамических и стеклопластиковых
материалов в обтекателях ракет [7]
Как видно из рис. 1.5, стеклопластики имеют достаточно об-
ширную нишу среди определенного класса ЛА. Проблемы, свя-
занные с дальнейшим совершенствованием этих материалов для
обтекателей ЛА, несмотря на многолетний опыт их исследования,
производства и применения, в полной мере не решены до настоя-
щего времени. Несмотря на значительный прогресс в индустрии
полимерных композиционных материалов, перманентное улучше-
ние характеристик и технологии производства изделий из этих ма-
териалов не получено.
Из приведенного выше анализа следует, что проблема выбора
материала для обтекателя является основной при создании новой
конструкции, поэтому следует тщательно проанализировать важ-
нейшие физические и механические свойства радиопрозрачных
материалов и технологию производства изделий из этих материа-
лов.
В отечественной аэрокосмической промышленности наряду с
металлами широко применяют все виды композиционных мате-
риалов,как это показано на рис. 1.6 [10].
9
Рис. 1.6. Композиционные материалы в ракетной и аэрокосмической
технике (РДТТ - ракетные двигатели твердого топлива; ЖРД - жидкост-
ные ракетные двигатели)
I
Рис. 1.7. Прогнозируемое место керамики среди других
конструкционных и технологических материалов [11]
10
Во всех достижениях в области применения композитов веду-
щее место занимает технология. Совершенствование техники за-
висит от темпов освоения самых передовых технологий производ-
ства элементов конструкций из композитов.
На рис. 1.7 показано место некоторых керамических материа-
лов и композитов на их основе в аэрокосмических конструкциях в
настоящее время и в перспективе [11]. Следует особо отметить,
что область материалов на основе SiC>2 приводится при кратко-
временном воздействии указанных температур.
2. АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО
СОСТОЯНИЯ КОНСТРУКЦИИ
При движении по заданной траектории ракета непрерывно из-
меняет свою скорость, положение и ориентацию в пространстве.
При этом происходит изменение внешнего статического давления,
условий обтекания воздушным потоком, изменение линейных и
угловых ускорений по всем отсекам ракеты, в том числе и по обте-
кателю.
Все это приводит к изменению силового и теплового воздейст-
вий на корпус обтекателя. Из всех внешних воздействий можно
выделить главные: аэродинамическое давление на корпус, инерци-
онные нагрузки, аэродинамический нагрев. В конечном итоге
именно они оказывают решающее влияние на прочность и рабо-
тоспособность исследуемого агрегата (обтекателя) на заданных
режимах эксплуатации в составе ракеты.
Напряженно-деформированное состояние (НДС) обтекателя
линейно зависит от внешних силовых нагрузок. Поэтому доста-
точно рассчитать НДС при максимальных нагрузках, а затем опре-
делять его в любой точке траектории, изменяя пропорционально
нагрузкам, действующим в этой точке.
Напротив, воздействие тепловых нагрузок вызывает НДС с не-
линейным распределением напряжений в конструкции. В этом
случае анализ НДС необходимо проводить непрерывно на протя-
жении всей траектории полета.
При оценке прочности обтекателя принята практика квазистати-
ческого расчета. Иными словами, расчет обтекателя на прочность
выполняют в статической постановке для нескольких расчетных
случаев, выделяемых на траектории полета путем анализа внешних
силовых нагрузок и выборе наиболее неблагоприятного или сомни-
11
тельного случая. Расчет температур и температурных напряжений
проводят по всей траектории. Затем анализируют суммарные на-
пряжения. Выбирают наиболее напряженную точку конструкции и
тот момент времени, когда это состояние достигается, и по ней де-
лают заключение о прочности обтекателя, выдают рекомендации к
проектированию либо формулируют требования к материалам кон-
струкции. В этом и состоит цель теоретического анализа.
2.1. Аэродинамическое нагружение обтекателя
При расчете аэродинамического давления на корпус обтекателя
его следует разделить по характеру воздействия на две составные
части: статическое и динамическое. Статическое давление опреде-
ляется состоянием атмосферы, динамическое давление в большей
степени зависит от условий обтекания обтекателя.
Изменение статического давления ph связано в основном
только с изменением высоты полета h и легко определяется по
разработанным таблицам стандартной атмосферы. Динамическое
давление ра в каждой конкретной точке обтекателя зависит от
многих факторов: скоростного напора q, угла атаки а, местного
угла конусности 0, угловой координаты ф (рис. 2.1). Направление
скоростного невозмущенного потока на обтекатель показано на-
правлением его скорости v^. Остальные обозначения понятны из
текста и рисунка.
Зная траекторию полета ракеты - зависимости изменения по
времени функций h(t), v(z), а(/) - и геометрическую форму обте-
кателя, можно найти значения внешнего аэродинамического дав-
ления на обтекатель.
Внешнее давление воздуха р на поверхность обтекателя опре-
деляется как сумма атмосферного давления ph и избыточного по
отношению к атмосферному давления скоростного потока ра
P = Ph + Pa- (2-1)
Таким образом, если определить давление р в любой точке
внешней поверхности обтекателя в каждый момент полетного
времени, можно получить полную информацию для определения
внешних нагрузок на обтекатель по всей траектории полета.
12
Рис. 2.1. Схема обтекания воздушным потоком:
а - осесимметричное обтекание; б - обтекание под углом а
Наиболее точно распределение давления по поверхности обте-
каемого тела можно найти на основе продувок дренированных мо-
делей в аэродинамических трубах. Однако накопленный громад-
ный опыт исполнения проектно-конструкторских работ позволил
обосновать, дополнить и довести до необходимой для практики
точности ряд теоретических моделей, которые успешно использу-
ют на стадии отработки обтекателей для определения внешних
воздействий. Это резко сокращает трудоемкость и сроки проекти-
рования обтекателя.
Одну из простейших и наглядных моделей для расчета давле-
ний скоростного потока можно построить при помощи теории
Ньютона [12]. Согласно этой теории, давление ра на поверхность
обтекателя определяется только нормальной составляющей vn
скорости воздушного потока (см. рис. 2.1):
(2.2)
13
где <7 = p-^--скоростной напор; р - плотность воздуха, прини-
маемая в расчетах по таблицам стандартной атмосферы в соответ-
ствии с траекторией полета.
Из геометрических соображений (см. рис. 2.1) легко найти vn
как функцию углов а, 9, ф и затем определить ра:
уп = v since coscp cos0 + v cosa sin0; (2.3)
Pa = 2^(sin a cos ф cos 0 + cos a sin 0)2, (2.4)
0<Ф<я, a>0.
При a > 0 существует теневая зона ф* <ф<2я, в которой ди-
намическое давление равно нулю. Граница теневой зоны опреде-
ляется как решение уравнения:
cos ф* = — tg0 • etga. (2.5)
Рассмотрим частные случаи.
При ф = 0 (в зоне максимального давления, наветренная сто-
рона) СО8ф = 1 и
ра =2(?sin2(a + 0). (2.6)
Очевидно, что в окрестности затупления носка существует
точка, где
a + e = p vn—v, pa-2q. (2.7)
Это точка полного торможения потока.
При малых углах а и 0 имеем: sin a = a, sin 0 = 0, cosa = l,
cos0 = l. Тогда
pa =2<?(0 + acos<p)2, 0<ф<ф*; (2.8)
pa = 0, <p* < <p < я; (2.9)
/ 0i
Ф* = агссоз1I, a>0.
(2.10)
14
Теория Ньютона дает удовлетворительные результаты при рас-
чете давлений в точке торможения и вдали от затупления носка
при больших числах Маха набегающего невозмущенного потока
(> 5). Однако на практике необходимо выделять расчетные
случаи (точку траектории) с максимальным аэродинамическим
давлением. Чаще всего эта точка находится на активном участке
полета ракеты (5... 10 с после старта), когда скорость полета пре-
вышает скорость звука в полтора-два раза. Здесь тоже можно при-
менить теорию Ньютона, но с эмпирическими поправками [13].
Рекомендуется при расчете давлений увеличить значение в 1,5
раза, т. е. коэффициент 2 заменить на 3 в формулах (2.2), (2.4),
(2.6), (2.7), (2.8).
В точке торможения потока при Мм =1,5...2 давление меньше,
чем рассчитанное по теории Ньютона. Точное значение давления в
точке торможения при Мто > 1 определяется в соответствии с
формулой [12, 14]:
1,43
Ра=—Г<7
(2.11)
При Мто —>«> получаем ра-э 1,84g, что близко к значению
(2.7), а при Моо =1 имеем ра = 1,27g
Существуют и другие подходы, сложившиеся в практической
аэродинамике, для определения давления на поверхность тел, на-
ходящихся в воздушном потоке.
Для расчета суммарного избыточного давления на оболочку
обтекателя нужно суммировать ph, ра и внутреннее давление
Рвн с учетом их знаков. Так, например, для герметичного отсека
избыточное давление
Р = Ра + Рь-Рвн- <2-12)
Определим погонные аэродинамические нагрузки, действую-
щие на обтекатель. Для этого рассмотрим конический элемент об-
15
текателя длиной dx (рис. 2.2). Спроецируем аэродинамическое
давление р на оси Ох и Оу.
Полученные проекции проинтегрируем по поверхности эле-
мента. Получим продольную (dX) и поперечную (JK) силы, дей-
ствующие на выделенный конический элемент. Поделив их на dx,
получим значения погонных продольной и поперечной нагрузок
на обтекатель:
dX
qx = —= 2fp(x,<p)r(x)tg9(x)d(p;
dx о
(2.13)
dY
qy = — = 2|р(х, (p)r(x)cos<p cosOJcp.
t/х 0
(2.14)
16
2.2. Инерционные нагрузки на обтекатель
Для определения действующих на корпус отсека погонных на-
грузок рассмотрим элемент корпуса обтекателя длиной dx и весом
dG, с привязкой его к центру масс (ц. м.) ракеты (рис. 2.3).
Рис. 2.3. Схема нагружения обтекателя инерционными нагрузками
(стрелками указаны положительные направления нагрузок)
Для расчета инерционных нагрузок принято использовать ко-
эффициенты перегрузки по продольной пх и поперечной пу осям.
Коэффициент продольной перегрузки определяют как отношение
ускорения центра масс ракеты хт в направлении оси ОХ к уско-
рению свободного падения:
пх
(2.15)
Аналогично находят и коэффициент поперечной перегрузки,
только здесь для каждого элемента обтекателя нужно принять свое
значение ускорения в направлении оси OY, которое равно уско-
рению центра масс ракеты ут и дополнительному ускорению
элемента конструкции, появляющемуся вследствие вращения ра-
кеты относительно оси OZ с угловым ускорением ez:
17
«у Н -Л))’
g g
(2.16)
Из формул (2.15), (2.16) видно, что продольная перегрузка по-
стоянна вдоль оси ОХ, а поперечная перегрузка изменяется вдоль
этой оси линейно. Умножив перегрузку (2.15) или (2.16) на погон-
dG
ныи вес элемента —, получим, соответственно, погонную про-
dx
дольную qxi или поперечную qyi силу инерции:
dG Qxi ~ dx (2.17)
dG ^yi ny’ J dx J (2.18)
2.3. Интегрирование дифференциальных уравнений корпуса
как жесткой балки
Полный расчет нагрузок на обтекатель предшествует опреде-
лению внутренних силовых факторов - продольных Т и перере-
зывающих Q сил и изгибающих моментов М Для предваритель-
ных расчетов допустимо определять их по балочной теории
[14-16], путем интегрирования дифференциальных уравнений
равновесия из теории растяжения, сжатия и изгиба балок:
dT , ~ Qx' dx (2.19)
dQ_ dx qy' (2.20)
— = Q. dx (2.21)
Принятые здесь положительные направления внутренних сил мо-
ментов и погонных нагрузок показаны на рис. 2.4. Результирую-
щие погонные нагрузки qx и qy находят путем суммирования
погонных аэродинамических и инерционных сил. При определе-
18
нии их следует иметь в виду, что инерционные нагрузки всегда
направлены против аэродинамических. Этот факт позволяет в не-
которых случаях не учитывать их влияние на прочность обтекате-
ля (малая масса обтекателя, небольшие габариты ракеты, невысо-
кие скорости эксплуатации), считая, что расчетные нагрузки при
этом завышены и расчет ведется с дополнительным запасом проч-
ности.
Рис. 2.4. Положительные направления нагрузок и внутренних сил
Рис. 2.5. Типовой характер изменения внутренних сил по оси обтекателя
19
Уравнения (2.19) - (2.21) легко интегрировать численно. При
интегрировании учитывают, что в носке обтекателя (координата
х = 0 ) все силы и моменты равны нулю.
Результаты расчета представляют в виде таблиц или (наиболее
наглядно) в виде эпюр и моментов (рис. 2.5).
2.4. Аэродинамический нагрев обтекателя
При движении ЛА в пограничном слое происходит торможение
частиц воздуха вследствие сил сцепления со стенкой обтекателя, а
также сил вязкости, передающих это торможение внутрь погра-
ничного слоя. Заторможенные частицы воздуха приобретают вра-
щение или завихренность. В непосредственной близости от стенки
ЛА измененяются параметры газового потока, что является при-
чиной нагрева пограничного слоя газа, от которого, в свою оче-
редь, нагревается поверхность обтекателя.
При дозвуковых скоростях полета параметры газового потока у
поверхности конструкции принимают равными параметрам невоз-
мущенного потока. Следовательно, аэродинамическим нагревом
можно пренебречь. На высоких (сверхзвуковых) скоростях нагрев
достигает очень больших значений, с которыми нельзя не считать-
ся при конструировании обтекателей [2].
Торможение воздушного потока сопровождается уменьшением
его кинетической энергии и увеличением его внутренней и потен-
циальной энергий (их сумму называют энтальпией). В случае пол-
ной остановки потока энтальпия торможения io равна [17]
V2
10=/ + у. (2.22)
т
где i = | CpdT - удельная энтальпия воздуха; ср теплоемкость
О
воздуха при постоянном давлении; Т - температура воздуха.
При умеренных скоростях (< 6) можно считать, что
i~cpT (2.23)
Из (2.21), (2.22) легко получить значение температуры воздуха
в потоке, отвечающее энтальпии торможения. Это так называемая
20
температура торможения То, которая также является мерой пол-
ной энергии потока:
То=Т(1 + О,2М*). (2.24)
На практике установлено, что с учетом потерь энергии в (2.22)
и (2.24) нужно ввести коэффициент г = 0,84...0,89 и использовать
в расчетах энтальпию восстановления
V2
4=i + r-y (2.25)
и температуру восстановления
Te=T(l + rO,2Mi). (2.26)
Часть выделившейся в пограничном слое теплоты отводится к
обтекаемому телу. Интенсивность обмена тепловой энергией меж-
ду воздушным потоком и телом характеризуется удельным тепло-
вым потоком, основная составляющая которого определяется кон-
векцией:
Чк=а^е~^ (2-2Т)
при < 6 удобнее использовать выражение
qk=a(Te-Tw). (2.28)
В (2.27), (2.28) коэффициенты пропорциональности а и at на-
зывают коэффициентом теплоотдачи и энтальпийным коэффици-
ентом теплоотдачи соответственно. Значения этих коэффициентов
определяют по приближенным методикам ЦАГИ [18].
2,5. Определение температурных полей
и напряжений в обтекателе
Для расчета температурных полей и напряжений будем ис-
пользовать следующие допущения:
- внешние условия нагрева таковы, что относительные перепа-
ды температур по высоте оболочки и ее окружности значительно
меньше перепадов температур по ее толщине;
- кривизна оболочки слабо влияет на распределение темпера-
тур в стенке обтекателя;
21
- пакет (стенка обтекателя) может состоять из набора теплофи-
зически разнородных слоев, причем соседние слои либо примыка-
ют друг к другу, либо разделены воздушными зазорами. Поверх-
ности слоев считаются непрозрачными, серыми, излучающими и
поглощающими диффузно. Среда в пространстве между поверхно-
стями совершенно прозрачна, следовательно, как радиационный,
так и конвективный теплообмен происходят только на границах
слоев.
С учетом вышеперечисленного для расчета тепловых полей в
обтекателе достаточно решить одномерную нестационарную зада-
чу теплопроводности в многослойной плоской стенке.
Если тепловой поток внутри z-ro слоя подчиняется закону Фу-
рье
Зт
4 = (2.29)
J J dz
(Xj - теплопроводность; Tj - температура стенки; z - координата
по толщине стенки), то для каждого слоя можно получить одно-
мерное квазилинейное уравнение теплопроводности
ЭТУ Э Г ЭТу
c.(z,T.)p .(z)-^=— . (2.30)
J J J at dz{ dz J
Окончательно требуется найти решение п уравнений типа
(2.30), удовлетворяющих начальным условиям
Tj(z,t0) = Tj0(z), (2.31)
а на внешней, внутренней границах и в воздушных зазорах - крае-
вым условиям вида
ЗТ
Xj^ = aj(Tj -TeJ) + e7a(T/-7;4y). (2.32)
Первое слагаемое в правой части условий (2.32) соответствует
конвективному тепловому потоку с известной температурой Те j
и заданным коэффициентом конвективного теплообмена; второе
слагаемое записано в предположении, что справедлив закон Кирх-
гофа, т. е. степень черноты поверхности определяет ее поглоща-
тельную способность.
22
В случае непосредственного контакта двух и более слоев их
рассматривают как единый слой с переменными теплофизически-
ми характеристиками.
Для решения сформулированной краевой задачи применяют
метод конечных разностей. Для организации сквозного алгоритма
счета совокупность однородных консервативных разностных схем,
отнесенных к непрерывным краевым задачам для отдельных сло-
ев, объединяют в одну разностную схему на отдельной сетке.
Дальнейший алгоритм является общеизвестным - это метод про-
гонки.
На высоких скоростях полета ракет может происходить унос
материала с поверхности оболочки. Он начинается, когда темпера-
тура внешней поверхности стенки достигает температуры разру-
шения материала стенки или его защитного покрытия. Момент
времени, когда процесс уноса прекращается, определяют из урав-
нения (индекс слоя опущен)
а(Ге-Тр)-еоГр4 =0, (2.33)
где Тр- температура разрушения материала поверхностного слоя.
Время, за которое толщина стенки уменьшается на величину
Л, находят из формулы
А/ =-----^^4-------, (2.34)
а(Те -Тр)-гаТ4
гДе 2эф _ эффективная энтальпия, которая определяет требуемое
количество теплоты для нагрева единицы массы вещества оболоч-
ки (или покрытия) от нуля до температуры разрушения.
При процессе уноса материала алгоритм расчета температур
модифицируется следующим образом: изменяют граничные усло-
вия на данной поверхности (температуру на поверхности стенки
принимают равной температуре разрушения) и вводят переменный
интервал интегрирования по времени St согласно (2.34). По исте-
чении времени St толщина стенки уменьшается на величину h. Да-
лее расчет ведут для стенки с уменьшенной толщиной, остальное
оставляют без изменений. По окончании уноса материала выпол-
няют обратную перестройку граничных условий.
Температурные напряжения определяют по формуле для пла-
стины общей толщиной L без учета ее изгиба:
23
E(Z,T) E(Z, T)Tg(z, T)
(2.35)
l-H(z)
E(z,7")
-a(z, T)-T(t)
cp
где E- модуль упругости; ц коэффициент Пуассона; а
ТКЛР,
£(z, T)a(z,T)l 1 rE(z,T) T(z) a(z, Т)^_
l-|i(z) ]Ср Ц l-g(z)
1-Ц(г)
E(z, Т)
1 гГ i-ца)"
Рис. 2.6. Схема соосного соеди-
нения оболочки и шпангоута
Формула (2.35) позволяет так-
же проводить вычисления темпе-
ратурных напряжений в системе
круговых колец. Поэтому если по
ней вычислить напряжения для
трехслойной стенки, например,
«керамика 1 - клей 3 - металличе-
ский шпангоут 2» (рис. 2.6), то
автоматически будет учтено влия-
ние теплового распора шпангоута
на керамическую оболочку, возни-
кающего вследствие высокой раз-
ницы ТКЛР металла и керамики.
2.6. Определение напряжений от внешних сил в оболочке
обтекателя по балочной теории
При расчете напряжений в оболочке обтекателя по балочной
теории обтекатель рассматривают как консольно закрепленную
24
балку, имеющую кольцевой профиль поперечного сечения и пере-
менный профиль по продольной оси. При таком подходе, зная из-
менение внутренних интегральных силовых факторов по обтека-
телю (см. рис. 2.5), несложно определить напряжения в ней по
формулам сопротивления материалов.
Нормальные наибольшие растягивающие напряжения распо-
ложены в плоскости симметрии нагрузки (наветренная сторона) и
определяются в каждом расчетном сечении по формуле
т—
тах 2тг7?8
Здесь R - средний радиус поперечного сечения оболочки обтека-
теля; 5 - толщина в сечении, перпендикулярном оси обтекателя.
Аналогично для зоны сжатия (подветренная сторона) макси-
мальные сжимающие напряжения рассчитывают как
с _ М Т
°”“"ItK2S+2^8'
(2.37)
В формулах (2.36), (2.37) направления момента М и силы Т
следует принимать положительными. Реальные направления дей-
ствующих силовых факторов учтены при построении формул.
Касательные напряжения в обтекателе определяют как для
тонкостенной пустотелой балки замкнутого кругового поперечно-
го сечения. В этом случае с достаточной точностью можно пред-
положить, что на нейтральной оси касательные напряжения рав-
номерно распределены по толщине стенки. Следовательно, для
определения максимальных касательных напряжений можно ис-
пользовать формулу Журавского, которая в принятых обозначени-
ях имеет вид
л7?3
(2.38)
Следует отметить, что точки поперечного сечения обтекателя,
в которых достигаются наибольшие растягивающие или сжимаю-
щие напряжения, не совпадают с точками с максимальными каса-
тельными напряжениями, а развернуты друг относительно друга
на 90° Иногда это позволяет не учитывать влияние перерезы-
вающей силы при оценке прочности обтекателя.
25
2.7. Определение напряжений в обтекателе
по теории безмоментных оболочек
Балочная теория определения напряжений в оболочке обтека-
теля дает удовлетворительные результаты для зон с небольшой
кривизной меридиана. Это участок соединения со шпангоутом, он
наиболее напряженный, а значит, балочная теория имеет право на
существование, так как дает правильные результаты расчета само-
го опасного места оболочки. Но она не учитывает кривизну мери-
диана и окружные напряжения в обтекателе.
Если для расчета обтекателя применить теорию безмоментных
оболочек, соединив ее с балочной, то указанные недостатки ба-
лочной теории можно устранить. Для этого нужно ввести закон
распределения нормальных меридиональных и касательных на-
пряжений по сечению в виде [15]:
<5М = а + b cos <р; (2.39)
T = csin<p. (2.40)
Значения внутренних силовых факторов в каждом сечении оп-
ределяются согласно (2.19) - (2.21), а также через выражения (2.39),
(2.40). Приравняв полученные зависимости, получим уточненные
расчетные формулы для расчета нормальных меридиональных и
касательных напряжений в окружных сечениях оболочки:
Г М .....
(2'41)
т = (2.42)
Кроме этого безмоментная теория оболочек позволяет вычис-
лить и нормальные окружные напряжения, воспользовавшись
уравнением Лапласа для случая равновесия малого элемента обо-
лочки. Расчетная формула имеет вид
°Ф=__^ТСТ“’ (2-43)
где Р - внешняя растягивающая сила; R i - радиус кривизны мери-
диана срединной поверхности оболочки; /?2 ~ радиус кривизны
26
оболочки в направлении, перпендикулярном меридиану. Оба они
определены уравнением образующей теоретического контура об-
текателя.
2.8. Расчет элементов крепежа
В качестве соединительных элементов соседних отсеков в ра-
кетной технике все чаще используют болты, винты, шпильки. При
их расчете нужно выделить наиболее нагруженный элемент, опре-
делить нагрузки, действующие на него, и рассчитать одиночный
элемент крепежа. На прочность рассчитывают стержень болта
(винта, шпильки) в пределах нарезанной части. Расчет резьбы и
гайки выполняют тогда, когда они нестандартны и нет уверенно-
сти в их равнопрочности со стержнем болта [19].
Растяжение и срез болта. При нагружении только внешней
растягивающей силой Р при отсутствии предварительной затяжки
условие прочности:
др
°р=—(2Л4)
где d\ - внутренний диаметр резьбы.
Допускаемое напряжение на растяжение [о]р выбирают по
пределу текучести от материала болта:
Ир=й- (245)
При достаточно точном определении нагрузок требуемый ко-
эффициент запаса прочности принимают для болтов из углероди-
стых сталей [п] = 1,6...2,0; для болтов из легированных сталей
[и] = 1,8...2,5.
Болт, нагруженный силой R перпендикулярно его оси, рассчи-
тывают на срез:
ИР
TCD=—^-<[т] > (2.46)
ср indl L JcP
где i число плоскостей среза; _ средний диаметр резьбы
болта; [т] = (0,2...0,3)ст - допускаемое напряжение на срез.
27
На смятие болт рассчитывают по формуле
dh\a] >Р,
L JCM
(2.47)
где h - высота участка смятия.
Аналогично на срез и смятие рассчитывают заклепочные,
штифтовые и шпоночные соединения.
Расчет резьбы на прочность. В стандартных резьбовых соеди-
нениях проверка резьбы на прочность не требуется, так как при
одинаковых материалах (или близких по прочности) винта и гайки и
стандартной высоте Н гайки (или глубине ввинчивания) можно счи-
тать, что резьба и стержень болта равнопрочны. Если материал гай-
ки (корпуса) менее прочный, чем материал винта, следует опреде-
лять требуемую высоту гайки (длину свинчивания) Я из условия
Н>—(2.48)
^пНср
где [т] - допускаемое напряжение для менее прочного материа-
ла; d - наружный диаметр резьбы; кп - коэффициент полноты
резьбы.
Предварительная затяжка болтов. Для обеспечения нор-
мальной работы стыка отсеков и его герметичности проводят
предварительную затяжку болтов. Учитывая, что при нагружении
соединения сила в болтах практически не изменяется вплоть до
раскрытия стыка, целесообразно затягивать болты (винты, шпиль-
ки) до допускаемых растягивающих напряжений [о] =7-V При
р [и]
контролируемой затяжке рекомендуется принимать п = 2,5.
Момент затяжки (на рукоятке гаечного ключа), необходимый
для получения указанных растягивающих напряжений в стержне
болта, составляет
Л/кл = 0,1сттЦ2Г—+ / d2 + fQD 1 (2.49)
<71 J
где S - шаг резьбы; - коэффициент трения между витками резь-
бы и гайки; /о - коэффициент трения на опорной поверхности;
DCp _ средний диаметр опорной поверхности гайки; d\ - внутрен-
ний диаметр резьбы.
28
2.9. Расчет узла соединения
Керамический обтекатель. Для соединения керамической
оболочки со шпангоутом наиболее высокие значения несущей
способности обтекателей получены для конструктивной схемы
соосного соединения керамики 1 с металлическим шпангоутом 2
через упругий промежуточный слой 3 (см. рис. 2.6).
С целью обеспечения вибропрочности обтекателя, его герме-
тичности, прочности узла соединения при циклическом изменении
температур промежуточный упругий слой выполняется из клея,
обладающего малой жесткостью. Это позволяет сделать допуще-
ния о равномерном распределении напряжений сдвига в клее по
длине соединения и их линейном распределении по координате Y
(рис. 2.7).
Рис. 2.7. Эпюры касательных напряжений в клеевом шве по высоте
и окружности
Понятно, что по окружной координате касательные напряже-
ния в клее распределены по закону
“ ^тах, к cos Ф-
(2.50)
Определим максимальные касательные напряжения в клеевом
соединении исходя из предположения, что весь изгибающий мо-
мент передается с керамической оболочки на шпангоут через клей
за счет продольных напряжений сдвига. Составим уравнение рав-
новесия керамической оболочки (вращение вокруг оси OZ) с уче-
том воздействия только изгибающего момента
2п
М=\ 'Стах, к /?2bC0S<pJ(p, (2.51)
0
29
из которого получим
^тах, к ~ -2 г ‘ (2-52)
kR1L
Зная момент М, по формуле (2.52) можно подобрать необходи-
мую конструктивную длину склейки L или, наоборот, по задавае-
мой величине L выставить требования к прочностным качествам
клея.
При использовании в узле клеемеханических соединений вме-
сто чистого клея необходимо в каждом конкретном случае состав-
лять модель соединения и его расчетную схему, так как единого
подхода к расчету таких соединений пока не сложилось.
Стеклопластиковый обтекатель. Соединение обтекателя из
композиционных материалов (на основе ткани и связующего) со
шпангоутом чаще всего осуществляют с помощью винтов. В этом
случае для расчета соединения нужно выделить наибольшее уси-
лие, действующее на винт, проверить прочность винта исходя из
его конструктивной простановки в узле соединения. Прочность
самой оболочки в зоне контакта с винтом рассчитывают на срез и
смятие.
2.10. Расчет обтекателя на прочность
Максимальную нагрузу, действующую на обтекатель, опреде-
ленную согласно рекомендациям норм прочности, называют экс-
плуатационной F3. Однако мы не можем быть уверены в том, что
она является экстремальной, а теоретическое или эксперименталь-
ное заключение о прочности обтекателя при этой нагрузке гаран-
тирует его работоспособность на всех режимах эксплуатации. Су-
ществует множество элементов случайности, приводящих к немо-
нотонному характеру воздействия эксплуатационной нагрузки.
Кроме того, конструкция изготовлена из материалов и узлов,
имеющих случайный разброс свойств, что приводит к ее неадек-
ватной реакции на внешние воздействия, а любая попытка совер-
шенствования расчета с учетом указанных причин приводит к не-
оправданному усложнению методологии.
Все это вместе взятое приводит к необходимости анализиро-
вать прочность конструкции при завышенных нагрузках, которые
получают путем их умножения на так называемый коэффициент
безопасности /, компенсируя тем самым элементы случайности,
незнания точного значения некоторых факторов, недостатков тео-
30
ретических и экспериментальных моделей, применяющихся для
прочностного анализа. Для антенных обтекателей ракет
f = 1,3... 1,5. Произведение эксплуатационной нагрузки на коэффи-
циент безопасности представляет собой расчетную нагрузку:
= (2.53)
Анализ НДС обтекателя при воздействии расчетных нагрузок
позволяет определить расчетные значения напряжений в каждом
элементе обтекателя. После корректировки их с учетом теплового
воздействия необходимо найти их наибольшие значения для каж-
дого элемента конструкции на всей траектории полета. Они будут
соответствовать самым неблагоприятным случаям напряженного
состояния обтекателя. Соотношение полученных максимальных
расчетных напряжений с физическими возможностями материа-
лов, используемых в конструкции (экспериментально полученны-
ми предельно допустимыми напряжениями на материал), дает нам
запас прочности
(2.54)
п =----
^max
Прочность каждого элемента конструкции оценивают по-
разному: исходя из условий его работы и свойств материала его
изготовления. Так, например, прочность керамических оболочек
обтекателей чаще всего определяют по растягивающим напряже-
ниям; тонкостенных пластиковых оболочек - по напряжениям
сжатия; клеевых соединений - по напряжениям сдвига. Однако не
следует сразу отбрасывать и другие напряжения или их совмест-
ное влияние. Иногда нельзя заранее точно указать, которое из них
более значимое. В этом случае нужно проводить анализ на проч-
ность по всем напряжениям или использовать какой-либо крите-
рий прочности для установления эквивалентного напряжения, оп-
ределяющего прочность.
После оценки каждого элемента конструкции устанавливают
общий коэффициент запаса прочности обтекателя как наименьший
из всех определенных для отдельных элементов. Прочность конст-
рукции в расчетном случае считают достаточной, если п > 1.
Это основная форма представления результатов расчетов и ис-
пытаний на прочность. Коэффициент п представляет собой запас
прочности в узком смысле слова. Это величина, характеризующая
31
в расчетном случае избыток прочности обтекателя в соответствии
с нормативными требованиями. Минимально допустимое значение
коэффициента п равно единице, т. е. при расчетной нагрузке до-
пустимо разрушение конструкции, если дополнительных требова-
ний по прочности не выставляется. В этом смысле в нормах проч-
ности устанавливается требуемая несущая способность, обеспечи-
вающая при стабильном производстве практически безотказную
по прочности работу конструкции.
2.11. Пример расчета
Требуется оценить прочность узла соединения керамической
оболочки с металлическим шпангоутом (рис. 2.6). Толщина стенки
керамики 6,6 мм, клеевого шва - 0,4 мм, шпангоута - 2 мм. Длина
склейки 50 мм, расчетный изгибающий момент в поперечном се-
чении 800 кгм, начальная температура узла соединения
393 К, температура внешней поверхности изменяется по времени в
соответствии с графиком, приведенным на рис. 2.8 (кривая h = 0).
Теплофизические характеристики материалов перечислены
ниже:
керамика: pl = 2000 кг/м3 eq = 7 • 10"7 К-1, ci = 0,92 кДж(кг-К), Xi= 1,9 Вт(м • К),
металл: [о] 1, р = 70 МПа, Fi = 5,7 • 104 МПа; р2 = 8100 кг/м3 Х2=18 Вт/м • К, с2 = 0,5 кДж/(кг • К), а2 = 4...25 • 10~7 К-1, 4 [о]2 = 400 МПа, Е2 = 14,5 • 10 Мпа,
клей: рз = 950 кг/м3 Х3 = 0,14 Вт/(м • К), сз = 2,1 кДж/(кг • К), [т] = 2МПа, а3 = 0,22 10~3 К"1, Е3 = ЗМПа.
Вначале выполним расчет температур и температурных напря-
жений по всей траектории полета. Результаты расчета представле-
ны на рис. 2.8 - 2.10.
На рис 2.8 показано изменение температур наружной поверхно-
сти (h = 0), на внутренней поверхности стенки керамики (h = 6,6 мм)
и на шпангоуте (h = 9 мм). Понятно, что максимальная температура
в клеевом шве и шпангоуте достигается на последних секундах по-
лета (600...610 К). Закон изменения нормальных окружных темпе-
32
ратурных напряжений по времени на внешней (h = 0) и внутренней
(й = 6,6 мм) поверхностях керамики приведен на рис. 2.9.
Рис. 2.8. Изменение температур узла соединения по времени
на поверхностях керамики и на шпангоуте
Рис. 2.9. Температурные напряжения в керамике
33
В начале полета керамическая стенка растянута давлением
7 МПа вследствие предварительного прогрева всей конструкции.
Далее из-за неравномерного распределения температур по толщи-
не стенки первые 30 с полета внешняя поверхность стенки под-
вержена растяжению, а внутренняя - сжатию. В дальнейшем вся
керамика вновь растянута, что объясняется тепловым распором
шпангоута при его прогреве до температур выше 570 К. Наиболь-
шие растягивающие напряжения в керамике возрастают до вели-
чины 18 МПа. В свою очередь, шпангоут сжат керамической обо-
лочкой. Напряжения сжатия в нем достигают 60 МПа (рис. 2.10).
Меридиональные нормальные растягивающие напряжения в
керамике от воздействия изгибающего момента, вычисленные в
соответствии с формулой (2.36), равны 16,8 МПа, а напряжения
сдвига в клеевом шве, определенные по (2.52), - 2,2 МПа. Сум-
марные меридиональные растягивающие напряжения в керамике
не превышают 35 МПа, так как меридиональные температурные
напряжения меньше, чем окружные.
Выводы по расчету. Прочность керамической оболочки удов-
летворительна. Ее коэффициент запаса прочности п > 2. Прочность
клеевого соединения недостаточна, так как напряжения сдвига
превышают допускаемые [т] на 10 %. Для обеспечения работоспо-
34
собности узла соединения необходимо увеличить длину склейки
как минимум до 60 мм либо применить клей с допускаемыми на-
пряжениями на сдвиг не менее 2,5 МПа. Прочность шпангоута со-
мнений не вызывает.
3. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ОБТЕКАТЕЛЕЙ
ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
3.1. Основное содержание и анализ технического задания
на разработку обтекателя
ТЗ на проектирование и изготовление обтекателя является ча-
стью общих тактико-технических требований к ЛА в целом.
Исходными данными служат траектория полета, предельно до-
пустимые продольные и поперечные перегрузки, скорость, высота
и дальность полета, тип системы наведения, расположение антен-
ных устройств на ЛА, максимальная и минимальная допустимые
температуры окружающей аппаратуру среды, радиотехнические
требования, условия эксплуатации и др.
Параметры траектории полета в совокупности с действующими
перегрузками позволяют определить весь комплекс термохимиче-
ских воздействий на обтекатель, на основании которого проводят-
ся проектировочный и поверочный расчеты на прочность. Радио-
технические требования включают значения или спектр рабочих
частот антенного устройства, допустимые значения диэлектриче-
ской проницаемости, тангенса угла диэлектрических потерь и ис-
кажения пеленгационных характеристик, а также допустимые ин-
тервалы их изменения в полете. Эти данные, рассмотренные со-
вместно с термомеханическими воздействиями, дают возможность
определить классы материалов, потенциально удовлетворяющих
предъявляемым требованиям.
Анализ условий нормального функционирования антенного
устройства (температуры окружающей среды) позволяет опреде-
лить необходимые условия теплоотдачи через стенку обтекателя и
тем самым накладывает ограничения на физические свойства ма-
териала (теплопроводность, излучательную способность, теплоем-
кость). Параметры условий эксплуатации (способ транспортиров-
ки, влажность, температура, запыленность и др.) необходимы для
расчета изменения параметров обтекателя и назначения лакокра-
сочного покрытия, обеспечивающего требуемый товарный вид.
35
Краткий анализ основного содержания ТЗ позволяет сделать
вывод о том, что разработку конструкции обтекателя нужно вести
комплексно, а ввиду противоречивости предъявляемых требова-
ний процесс проектирования является итерационным и включает в
себя необходимость принятия конструктором ряда компромисс-
ных решений.
Рис. 3.1. Эволюция формы носовых обтекателей
Следует отметить, что в ТЗ содержится ряд требований техни-
ческого характера, таких, как допуски на отклонение толщины
стенки от заданной, допустимые искажения аэродинамического
профиля обтекателя вследствие поводок при обжиге или формова-
нии, коэффициенты вариации физико-механических свойств мате-
риала конструкции и др. В связи с тем, что оболочки обтекателей
из стеклопластиков и керамических материалов формируются од-
ностадийно, т. е. одновременно с синтезом материала, перечис-
ленные технологические требования играют существенную роль
при проектировании конструкции, так как на этапе выбора мате-
риалов необходимо иметь четкое представление о способах их пе-
реработки в изделия.
Большое значение при разработке конструкции обтекателя
имеют его внешние обводы, определяемые общей аэродинамикой
ЛА. Рост скоростей полета ЛА приводит к постоянному удлине-
нию обтекателя (рис. 3.1), что, в свою очередь, сказывается на об-
36
щей концепции конструкции и технологического процесса ее изго-
товления. В подтверждение этого достаточно сказать, что если
полусферический обтекатель трудно изготовить намоткой стекло-
нитью, то конический проще. Кроме того, с ростом скоростей
потребовались новые конструкционные материалы, обладающие
хорошими радиотехническими характеристиками. Для функцио-
нирования радиолокационной антенны оптимальной формой обте-
кателя является полусфера, не вносящая изменений (при соответ-
ствующем подборе толщины и материала) в электромагнитном
поле, но полусферический обтекатель при больших скоростях не
только ухудшает аэродинамические характеристики ЛА, но
подвергается большим тепловым воздействиям, ухудшающим ди-
электрические свойства материала обтекателя. Таким образом,
проявляется необходимость поиска компромиссного решения для
обеспечения требуемых аэродинамических и радиотехнических
характеристик обтекателя.
Из сказанного выше следует, что главной проблемой при раз-
работке конструкций является выбор материала и конструктивных
схем обтекателя, которые должны обеспечить нормальное функ-
ционирование системы наведения для выполнения основных задач
ЛА. Кроме того, материалы должны быть доступными, техноло-
гичными и иметь минимальную плотность.
3.2. Конструкции и проектирование стенки обтекателя
Одним из самых важных свойств обтекателя является обеспе-
чение требуемых радиотехнических характеристик, необходимых
для эффективной работы системы наведения ЛА. Проектирование
стенки обтекателя начинают, как правило, с оценки диэлектриче-
ских свойств материалов во всем интервале эксплуатационных
температур и для заданного спектра частот работы аппаратуры.
Для определения толщины однослойной стенки обтекателя на
этапе эскизного проектирования справедлива известная формула
[1]:
8= , Х°П (3.1)
2ye-sin20
где Хо- длина волны; п - целое число полуволн (и = 1, 2, 3, ...);
е - диэлектрическая проницаемость материала; 0 - средний угол
падения электромагнитной волны на стенку обтекателя у основа-
ния, принимаемый на данном этапе равным 60°.
37
При п = 1 стенка называется полуволновой, при п = 2 - волно-
вой и т. д. После определения толщины для п - 1 оценивают проч-
ностные и теплозащитные свойства стенки, а также проводят тща-
тельный расчет радиотехнических свойств.
Наилучшими являются материалы, у которых диэлектрическая
проницаемость изменяется не более чем на 5 % во всем интервале
эксплуатационных температур. В ТЗ обычно есть ограничение на
пределы изменения угла диэлектрических потерь (2...8 % от зна-
чения при комнатной температуре), поэтому, зная из аэродинами-
ческого и теплового расчета максимальную температуру обтекате-
ля, можно существенно ограничить круг работоспособных мате-
риалов. На этом же этапе оценивают температуру газовой среды
внутри обтекателя, которая не должна превышать допустимую.
Если определенная по формуле (3.1) толщина стенки не удов-
летворяет каким-либо из предъявляемых требований, то дальней-
шее проектирование предполагает анализ следующих вариантов.
1. При недостаточной прочности стенки обтекателя из керами-
ческого материала целесообразно перейти к двухслойной конст-
рукции (рис. 3.2, а). Внутренний слой изготавливают, например, из
стеклопластика. Он предназначен для восприятия аэродинамиче-
ских сил, а наружный (керамический) - для обеспечения темпера-
турного режима эффективной работы стеклопластика. Суммарную
толщину при этом определяют согласно формуле (3.1), а диэлек-
трические свойства материалов слоев должны быть одинаковыми.
Представляет интерес вариант (рис. 3.2, б), отличающийся тем, что
керамика изнутри пропитывается полимером. Это существенно
повышает прочность керамики, но необходимо помнить, что про-
питывать можно пористые керамики, например кварцевую.
2. При значительных запасах прочности стенок, определенных
по формуле (3.1), для уменьшения их толщины (и тем самым сни-
жения массы агрегата) можно использовать керамические мате-
риалы с большим значением £, например корундовую керамику
(рис. 3.2, в). Для обеспечения требуемых пределов изменения е и
tg5 при высокой температуре стенку обтекателя теоретически
можно сделать двухслойной, наружный слой - из кварцевой кера-
мики, а внутренний - из AI2O3. Преимуществами такой конструк-
ции является герметичность носового отсека за счет нулевого вла-
гопоглащения алюмооксидной керамики, высокая несущая спо-
собность обтекателя из-за снижения температуры внутреннего
слоя из AI2O3, обладающего при средней температуре (до 1000 К)
38
высокими прочностными свойствами, компенсация потери проч-
ности корундовой керамики при высокой температуре за счет со-
храняющихся и даже возрастающих прочностных свойств SiO2-
Толщину внутреннего слоя определяют согласно зависимости
(3.1), а наружного - по условию обеспечения необходимого тем-
пературного режима AI2O3. Обоснованием такого подхода к про-
ектированию стенки служит очень низкая диэлектрическая про-
ницаемость SiO2.
Кварцевая 1 керам^каЧ^:^^^^^^ a Кварцевая керамика^^^*^2//'Д j^^yC/^Алюмооксидная \ керамика в Гэрметик Кварцевая керамика)^^^^^^^^^ Стеклопластик _ Кварцевая керамика ^^^\Поликерам \ б Гэрметик Ситалл Стеклопластик ) г Керамика ^^^%7/^ооздушный \ зазор 1
Рис. 3.2. Конструкции стенок обтекателя
39
3. При не очень высоких температурах для сильнонагруженных
конструкций целесообразной является структура стенки «ситалл-
стеклопластик» (рис. 3.2, г), которая отвечает всем требованиям по
влагозащите и достаточно хорошо отработана в технологическом
плане. Для соединения ситалла и стеклопластика применяются
термостойкие клеи или герметики. Такую конструкцию можно ре-
комендовать для обтекателей с большим удлинением при неболь-
шой продолжительности полета.
4. Для крупногабаритных обтекателей, которые трудно или не-
возможно изготовить целиком из керамики, примают двухслойную
составную конструкцию (рис. 3.2, д), представляющую собой
стеклопластиковую несущую оболочку и составную (из склеенных
между собой блоков) теплозащитную. Толщину внутреннего слоя
определяют согласно формуле (3.1), а наружного теплозащитного
- из условия недопустимости нагрева стеклопластика выше его
рабочей температуры, причем керамический слой изготавливается
из высокопористых материалов.
5. Улучшить теплозащитные свойства оболочек из кварцевой
керамики возможно путем повышения ее пористости и снижения
коэффициента теплопроводности, но в таком случае резко снижа-
ются прочностные и жесткостные свойства кварцевой керамики.
6. Рассмотренные выше двухслойные стенки обладают двумя
существенными недостатками - отсутствием симметрии диэлек-
трических характеристик относительно срединной поверхности,
что значительно искажает радиотехнические свойства обтекателя,
а также возникновением несимметричного напряженного состоя-
ния, что вызывает дополнительные внутренние изгибающие мо-
менты. Для симметрирования диэлектрических свойств предпоч-
тительными являются трехслойные конструкции (рис. 3.2, е) или
конструкции с несущим слоем из стеклопластика, расположенного
между двумя керамическими слоями, которые могут быть как си-
ловыми, так и теплозащитными, или с воздушным зазором между
двумя керамическими оболочками, которые могут быть изготов-
лены из различных материалов. В этих случаях длины отдельных
слоев и их соотношение определяются специальными электроди-
намическими расчетами.
В ряде конструкций обтекателей для обеспечения требуемой
температуры, окружающей антенное устройство среды, применя-
ют дополнительный полусферический колпак из стеклопластика
(рис. 3.3, а), предназначенный для изоляции антенны от прони-
кающих через тонкую керамическую оболочку тепловых потоков.
40
Шпангоут
Клей
Керамика
„ Шпангоуп
(стеклопластик)
Пространственно-
армированный
стеклопластик
Слоистый
стеклопластик
Рис. 3.3. Конструкции стеклопластиковых обтекателей
Иногда возникает необходимость выноса антенны вперед,
ближе к носку. Для уменьшения нагрузок на кронштейн антенны и
на шпангоут устанавливают дополнительную опору антенного
устройства (рис. 3.3, б), представляющую собой стеклопластико-
вое кольцо, приклеиваемое к оболочке. Внутренняя поверхность
кольца шпангоута представляет собой коническую поверхность, на
которую опирается ответное кольцо.
Конструкции стеклопластиковых обтекателей аналогичны рас-
смотренным выше (см. рис. 3.2), но в силу технологических осо-
бенностей стеклопластиковые конструкции могут быть усилены
продольными ребрами в пределах допустимого изменения радио-
41
технических свойств (рис. 3.3, в), значительно повышающими не-
сущую способность агрегата. Трехслойные стенки, в которых ме-
жду двумя слоями помещается легкий заполнитель, обладают по-
вышенной жесткостью, кроме того, внутренний слой изолируется
от высоких температур. Диэлектрическая проницаемость заполни-
теля должна быть незначительной (рис. 3.3, г).
Наружный слой, как правило, изготавливливают из простран-
ственно армированного стеклопластика на основе связующих с
минимальным содержанием углерода во избежание науглерожива-
ния при высоких температурах (рис. 3.3, д).
3.3. Конструктивно-технологические решения соединения
обтекателей со шпангоутом
Проблема надежного соединения керамической или стеклопла-
стиковой оболочки обтекателя со шпангоутом является одной из
самых сложных и ответственных по следующим причинам:
- керамика практически не допускает соединения традицион-
ным механическим крепежом;
- обтекатель должен быть достаточно быстросъемным, поэто-
му во избежание повреждения керамики необходимо установить
промежуточные (переходные) металлические элементы, которые
соединены с корпусом ЛА одним из известных способов;
- разность в коэффициентах линейного расширения металли-
ческих частей и керамического обтекателя приводит к возникно-
вению в последнем значительных растягивающих напряжений, для
восприятия которых керамика приспособлена слабо;
- для обеспечения нормальных условий работы радиотехниче-
ских систем необходима тщательная герметизация стыка;
- в полете из-за нагрева конструкции значительно снижается
прочность клеев (до 3...5 МПа), что усложняет соединение из-за
необходимости снижения температуры клеевого слоя или увели-
чения толщины клеевого шва;
- в соединениях керамики и металлов недопустим их «жест-
кий» контакт, который может привести к непредсказуемой несу-
щей способности конструкции.
В настоящее время для соединения обтекателя со шпангоутом
применяют следующие способы:
- адгезионный (с помощью пайки, клеев и клеевых компози-
ций) - рис. 3.4;
- механический (болтовой, резьбовой и др.) - рис. 3.5;
- комбинированный (клеерезьбовой и др.) - рис, 3.6.
42
а б
в г
Рис. 3.4. Принципиальные схемы адгезионных соединений
Приклейка или припайка обтекателя к шпангоуту по внутрен-
ней поверхности (рис. 3.4, а. б) обеспечивает достаточную проч-
ность и предохраняет клеевой слой и металлический шпангоут от
чрезмерного нагревания, но обладает одним существенным недос-
татком - из-за различия в коэффициентах линейного расширения в
керамической оболочке возникают дополнительные окружные на-
пряжения. Если эти напряжения растягивающие, то они могут раз-
рушить керамику, а если сжимающие, то клеевой слой нагружает-
ся неблагоприятными отрывными силами.
При выходе металлического шпангоута в аэродинамический
поток (рис. 3.4, б, г) происходит его быстрый нагрев, что, во-
первых, снижает его собственные прочностные свойства, во-
вторых, из-за высокой теплопроводности металлов происходит
быстрый нагрев внутреннего объема конструкции, и, в-третьих,
клей очень быстро нагревается до высоких температур.
Из этого анализа следует, что применение адгезионных соеди-
нений требует специальных конструктивно-технологических ре-
шений, устраняющих указанные недостатки.
Ограниченную область применения имеют механические спо-
собы соединения (рис. 3.5). При небольших уровнях нагружения
рекомендуется использовать решения (рис. 3.5, а, б, в), основанные
на установке разрезных накладок, фиксирующих оболочку по спе-
циальным внутренним или наружным проточкам. Конструкцию,
показанную на рис. 3.5, б, можно применять в случае равенства
коэффициентов линейного расширения, при незначительных гра-
диентах температуры и для стеклопластиковых и комбинирован-
ных стенок обтекателя.
43
Рис. 3.5. Принципиальные схемы механических соединений
44
Резьбовое соединение керамической и металлической деталей
(рис. 3.5, д) применять непосредственно нецелесообразно по тем
же причинам, что и адгезионные изнутри (см. рис. 3.4). Опреде-
ленные преимущества имеет конструкция (рис. 3.5, е), отличаю-
щаяся тем, что болтовое соединение осуществляется посредством
керамических втулок, позволяющих компенсировать температур-
ные деформации соединяемых элементов.
Комбинированные соединения (рис. 3.6), хотя и лишены неко-
торых недостатков, не обеспечивают выполнения современных
требований к конструкциям ЛА. Приклейка разрезного кольца к
керамической оболочке (рис. 3.6, а) и его последующее резьбовое
соединение со шпангоутом снижает уровень температурных на-
пряжений в стенке обтекателя, но для исключения действия сил со
стороны шпангоута резьбовое соединение должно быть с зазором.
Это, в свою очередь, вызывает необходимость принятия мер по
герметизации отсека. Специально спрофилированное клеевое со-
единение (рис. 3.6, 6) обеспечивает дополнительное восприятие
сил за счет наклонных контактирующих поверхностей деталей, но
технологическая реализация такой конструкции вызывает большие
трудности (профилирование, точное изготовление разрезного
фланца, прижим при склеивании и т. п.).
а
Рис. 3.6. Принципиальные схемы комбинированных соединений
45
Клееболтовое соединение (рис. 3.6, в) снижает уровень нагру-
зок, передаваемых болтами, но имеет те же недостатки, что и клее-
вое соединение (рис. 3.4, г). Перспективным является клееклино-
вое соединение (рис. 3.6, г), суть действия которого заключается в
том, что в канавку оболочки установлено разрезное соединитель-
ное кольцо, на которое намотан слой высокопрочного стекло- или
углепластика (нерадиопрозрачность углепластика в этой зоне не
имеет значения).
3.3.1. Выбор материала шпангоута и адгезива
К настоящему времени до стадии широкого внедрения в конст-
рукциях обтекателей доведены такие неорганические материалы,
как ситаллы, высокоглиноземистая и кварцевая керамика. В зави-
симости от применяемого неорганического материала в конструк-
ции обтекателя и режимов его эксплуатации соединение керамиче-
ской оболочки с переходными элементами осуществляется с по-
мощью адгезионной или адгезионно-механической связи.
При разработке первых керамических обтекателей в качестве
материалов шпангоутов были использованы различные традици-
онные материалы, такие как титановые и алюминиево-магниевые
сплавы, стали и стеклотекстолиты. Сложностью в выборе мате-
риала является большая разность ТКЛР материалов оболочки, та-
ких как кварцевая керамика, ситаллы или стеклокерамика, и тра-
диционных материалов. Соединения традиционными способами
(отверстия, проточки и т. д.) для керамических обтекателей прак-
тически не подходят, так как являются концентраторами напряже-
ний, а керамические материалы, как правило, имеют низкую проч-
ность на растяжение.
В зависимости от условий эксплуатации обтекателя в некото-
рых случаях, когда он эксплуатируется в небольшом интервале
температур (например, только климатическое воздействие и не-
продолжительный интенсивный или продолжительный, но неин-
тенсивный нагрев), можно применять титановые сплавы, стекло-
текстолиты и другие материалы.
Разность ТКЛР соединяемых деталей приводит к рассогласова-
нию их температурных деформаций и появлению напряжений
(рис. 3.7). Из рисунка ясно, что керамические материалы, особенно
кварцевая керамика, имеют низкую прочность, а по ТКЛР кварце-
вая керамика наиболее согласована со сплавами инварной группы,
например с 32НКД до 420 К, а с углеродным материалом типа
гравимола до более высоких температур.
46
Сплавы типа 32НКД используют в промышленности уже около
30 лет для обтекателей ракет в основном класа «поверхность-воз-
дух», для которых характерно только температурное климатиче-
ское воздействие при эксплуатации. Обтекатели ракет класса «воз-
дух-воздух» или «поверхность-воздух» подвергаются нагреву при
совместном полете до 440...470 К, что вызывает дополнительные
трудности в применении сплавов типа 32НКД, так как для них ха-
рактерна «точка перехода» -395 К, после которой ТКЛР увеличи-
вается с большой скоростью. В зависимости от условий работы,
геометрии узла соединения в некоторых случаях температуры на
шпангоутах достигают 520...570 К. В таких случаях слабым эле-
ментом становится клей.
Рис. 3.7. Изменение ТКЛР конструкционных материалов в зависимости
от температуры
В высоконагруженных обтекателях с оболочкой из кварцевой
керамики связь ее с переходными элементами (шпангоутами)
обеспечивается по схеме (см. рис. 3.4, а, б) с помощью термостой-
ких клеев. Использование стеклопластиковых шпангоутов и жест-
ких адгезивов на первых образцах обтекателей из кварцевой кера-
мики приводило к разрушению керамической оболочки, что было
связано с возникновением трещин на краях клеевого шва при тер-
моциклическом эксплуатационном воздействии на конструкцию.
47
В случае применения высокопрочного и жесткого клея типа
ВК-9 (прочность при сдвиге и отрыве более 20 МПа, модуль упру-
гости при сдвиге 1000 МПа) возникновение трещин в керамиче-
ской оболочке происходило при термоциклическом воздействии от
213 К до 333 К из-за разности температурных расширений склеи-
ваемых деталей.
Использование для шпангоута сплавов типа 32НКД при вариа-
ции способами подготовки металлической поверхности не обеспе-
чивало требуемую несущую способность и надежность изделий
из-за высокой концентрации касательных напряжений и погонных
отрывающих сил на краях клеевого шва и, как следствие, концен-
трации напряжений в керамической оболочке, приводящей к
преждевременному ее разрушению. Это еще раз подтверждает
возможность подбора всех материалов и компонентов, соединяе-
мых в узле стыка по такому параметру, как ТКЛР. На рис. 3.8 при-
ведена температурная зависимость ТКЛР для некоторых адгези-
вов. Экспериментально и теоретически обоснованное предложение
использовать эластичные адгезивы типа клеев-герметиков «Вик-
синт У1-18», «Виксинт У2-18», модуль упругости при сдвиге ко-
торых составляет 1...2 МПа, позволило создать первые отечест-
венные обтекатели из кварцевой керамики и ситаллов.
Рис. 3.8. Тепловой коэффициент линейного расширения стеклопласти-
ков, клеев (ВК-9) и связующих (К-101, К-9ФА) от температуры
Помимо главного эффекта от применения эластичных клеев -
реализации предельных возможностей по несущей способности
оболочки из кварцевой керамики - следует отметить также, что
48
технология сборки с применением герметика более простая по
сравнению с технологией склейки жесткими клеями (особенно го-
рячего отверждения), при которой должны выполняться опреде-
ленные требования при сборке, обеспечиваться более жесткие тре-
бования по толщине клеевого шва и проводиться более тщательная
специальная подготовка склеиваемых поверхностей.
Прочность и надежность соединения керамической оболочки
со шпангоутом зависят не только от выбранных материалов шпан-
гоута и клея, но и от способа сборки и качества подготовки склеи-
ваемых поверхностей.
Для обтекателей из алюмооксидной керамики, имеющей высо-
кие прочностные характеристики (предел прочности при растяже-
нии, ов 70... 100 МПа) и высокие значения ТКЛР (а
= (80...90) 10“7 К-1), вопрос связи высоконагруженных теплосило-
выми воздействиями элементов конструкции решается с помощью
припоев и резьбовых механических соединений (см. рис. 3.5, г) и
сохраняющих высокую прочность при температурах 773 К и выше
жестких клеев горячего отверждения. При этом в качестве мате-
риалов переходных соединительных элементов (шпангоутов) ис-
пользуются согласованные по ТКЛР сплавы и композиционные
материалы. Для обтекателей из ситалла, имеющего в 2-3 раза
меньше значения ов и в 3-5 раз меньше значения ТКЛР, чем у
алюмооксидной керамики, нашли применение соединения с ис-
пользованием высокоэластичных клеев-герметиков в комбинации
с механической связью (рис. 3.6, г) при наружном расположении
относительно поверхности стенки керамической оболочки пере-
ходных металлических или стеклопластиковых элементов.
Благодаря технологичности, стабильности радиотехнических и
прочностных характеристик в широком диапазоне температур, вы-
сокой стойкости к большим температурным перепадам по толщи-
не стенки (высокая стойкость к термоудару в основном из-за низ-
кого ТКЛР) кварцевая керамика обоснованно заняла лидирующее
место среди материалов для радиопрозрачных обтекателей сверх-
скоростных летательных аппаратов. Однако хрупкость, сравни-
тельно невысокая прочность, ов = 20...25 МПа и низкий ТКЛР а =
5 1СГ7 К-1 этого материала затрудняют проектирование высо-
конагруженных, ответственных элементов летательных аппаратов,
изготовленных с его применением.
49
Неудачные попытки реализовать известные конструктивные
решения соединений в первых высоконагруженных отечествен-
ных обтекателях из кварцевой керамики были связаны с непони-
манием разработчиками причин отказов при статических испыта-
ниях разрабатываемых конструкций. Уровень анализа НДС эле-
ментов конструкции обтекателя в эскизных проектах первых раз-
рабатываемых изделий не позволял правильно определить опас-
ный расчетный случай, не давал разработчикам представления об
опасности для оболочки из пористой кварцевой керамики местных
напряжений в ней стеснения температурных деформаций, жестко
связанных эпоксидным клеем ВК-9 керамического элемента со
стеклопластиковым. Лишь экспериментально - на плоских образ-
цах, а затем и на самих оболочках обтекателей, собранных с по-
мощью жесткого клея холодного отверждения ВК-9 со стеклопла-
стиковыми шпангоутами, было зафиксировано возникновение
трещин в керамическом элементе на краях клеевого шва.
Корректного теоретического решения задачи о степени допус-
тимой рассогласованности по ТКЛР соединяемых элементов в об-
текателе из кварцевой керамики нет и сейчас, а 30-40 лет назад
проектировщики искали выход из этой ситуации путем примене-
ния новых материалов для шпангоута. В качестве одного из таких
материалов был выбран прецизионный сплав 32НКД с а =
=8 • 10~7 К”1, практически совпадающий с ТКЛР кварцевой керами-
ки при температуре до 373 К, но применяемый тогда лишь в прибо-
ростроении. Использование шпангоутов из сплава 32НКД с макси-
мально утоненной носовой частью для снижения концентраций на-
пряжений в керамическом элементе устранило эффект снижения не-
сущей способности от термоциклических воздействий. Однако ста-
бильности по несущей способности керамического элемента соеди-
нения с применением жесткого клея ВК-9 достигнуто не было из-за
локальных отрывных напряжений в керамической оболочке у носо-
вой части шпангоута при теплосиловом воздействии. Лишь приме-
нение эластичного адгезива для соединения элементов обтекателя
позволило успешно завершить первые разработки обтекателей из
кварцевой керамики. В качестве эластичного адгезива был выбран
герметик, применявшийся ранее по своему прямому назначению
(как герметик и эластичная прокладка) в клеемеханических узлах
соединения обтекателей из ситалла (см. рис. 3.6, г).
50
Конструкции керамических обтекателей с использованием кле-
ев герметиков типа «Виксинт У-2-28» в качестве силового элемен-
та в клеевых узлах соединения оболочек из кварцевой керамики с
переходным соединительным кольцом из сплава 32НКД со сред-
ней рабочей температурой в клеевом шве до 453 К надежно обес-
печивают заданные требования ТЗ и широко используются во
многих обтекателях ракет. Разработаны и серийно выпускаются
конструкции керамических антенных обтекателей для зенитного
комплекса С-ЗОО (СССР) и комплекса «Пэтриот» (США) и другие.
3.3.2. Конструкции узлов соединения
Анализ принципиальных схем соединений позволил разработать
и широко применять конкретные конструктивно-техноло-гические
решения соединительных узлов (рис. 3.9 и 3.10). Рассмотрим их
подробнее. Металлический переходный элемент (рис. 3.9, а) при-
клеивается изнутри, а к шпангоуту присоединяется радиально рас-
положенными штифтами. Такое решение снижает температуру пе-
реходного элемента и компенсирует эксплуатационные деформа-
ции. Переходное кольцо изготавливают из сплавов типа 32НКД или
32НКА, имеющих низкий ТКЛР. Для обеспечения качественной
склейки поверхности выполняются коническими.
Клеерезьбовое соединение (рис. 3.9, б) реализуется применени-
ем стекло- или углепластикового переходного элемента, внешняя
поверхность которого приклеивается к оболочке, а на внутренней
нарезается или формуется специальная упорная резьба. Хорошие
результаты дает промежуточный элемент из углепластика, армиро-
ванного в окружном направлении и обладающего нулевым темпера-
турным расширением. Толщину элемента подбирают таким обра-
зом, чтобы замкнуть на него температурные деформации шпанго-
ута. Герметичность стыка достигается за счет уплотнения и склейки
оболочки и шпангоута по торцу термостойким герметиком.
В конструкции, показанной на рис. 3.9, в, оболочка соединяется
с металлическим переходником с помощью гофрированного со-
единительного элемента, позволяющего полностью компенсиро-
вать температурные деформации. Элемент соединяется со шпанго-
утом специальными вкладышами типа «байонет», обеспечиваю-
щими быстросъемность обтекателя. Уплотнение выполняют из
термостойкого герметика типа У2-28.
51
Комбинированная конструкция (рис. 3.9, г) состоит из разре-
занного на сегменты металлического кольца, которое соединяется
с оболочкой или по резьбовым, или по цилиндрическим канавкам.
Изнутри к кольцу приклеивается стекло- или углеплатиковое рас-
порное кольцо, обеспечивающее возможность применения гофри-
рованного элемента для соединения со шпангоутом. Такая конст-
рукция применима для слабо- и средненагруженных соединений.
Конструктивно-технологическое решение, изображенное на
рис. 3.10, а. в общем аналогично решению, показанному на рис.
3.9. Эта конструкция отличается специальной резьбой с большим
шагом, обеспечивающей передачу больших нагрузок.
К быстросъемным относится конструкция (рис. 3.10, б), основан-
ная на «байонетном» соединении шпангоута и разрезного (для
уменьшения термических напряжений) соединительного кольца. Это
решение требует высокого качества склейки кольца с оболочкой.
Для снижения моментных напряжений в оболочках широко
используют соединение с двумя гофрированными металлическими
элементами (рис. 3.10, в), причем один из них соединяет оболочку
непосредственно со шпангоутом, а другой - с удлинительным
кольцом, приклеиваемым к шпангоуту. Герметизация обеспечива-
ется по торцу оболочки.
Высокой эффективностью обладает конструкция (рис. 3.10, г),
в которой оболочка приклеивается встык к шпангоуту и между
ними устанавливается гофрированное соединительное кольцо.
Для установки гофрированных соединительных элементов в
шпангоуте предусматривается окно, через которое протягивается
кольцо. Контакт между металлом и керамикой устраняется путем
нанесения на поверхности проточек герметика.
Как уже неоднократно отмечалось в этом и предыдущих разде-
лах, сильное влияние на конструктивные решения в узле соедине-
ния оказывает такой важный параметр, как ТКЛР каждого из мате-
риалов: керамики, металла и адгезива.
Задача проектирования узла соединения состоит в том, чтобы
найти оптимум между всеми характеристиками материалов и тре-
бованиями к обтекателям как агрегатам ЛА.
Узел соединения, представленный на рис. 3.11, обеспечивает
работоспособность обтекателя ракеты в условиях климатического
изменения температур от -335 К, при эксплуатации в условиях
применения с прогревом переходного (инварного) шпангоута - до
температуры свыше 360 К.
52
Рис. 3.9. Конструкции соединений обтекателя со шпангоутом:
1 - оболочка из керамического материала; 2 - адгезионный слой; 3 - переходный
элемент; 4 - уплотнение; 5 - шпангоут; 6 - шпилька; 7 - штифт; 8 - гофрирован-
ный металлический элемент; 9 соединительный элемент (типа «байонет»);
10 - распорное кольцо; 11 - теплозащита
53
/
J
6 2
8
Рис. 3.10. Соединение обтекателя со шпангоутом:
1 - керамическая оболочка; 2 - шпангоут; 3 - адгезионный слой; 4 - гофрирован-
ный соединительный элемент; 5 - удлинительное кольцо; 6 - промежуточное
кольцо; 7 - уплотнение; 8 - теплозащита; 9 - разрезное соединительное кольцо
54
из спла ба 32НКД
Рис. 3.11. Узел соединения керамической оболочки со шпангоутом
Соединение переходного шпангоута со стыковым выполнено
при помощи шрифтов, запрессованных в стыковой шпангоут и ус-
тановленных с радиальным зазором (0,1 мм) в переходном шпан-
гоуте для обеспечения свободы перемещения стального шпангоута
при нагреве и с зазором от 0,5 мм между стальным стыковым и
переходным инварным. Применение теплозащитного кольца обес-
печивает снижение температуры в стыковом шпангоуте на 370 К.
Герметизация соединения обеспечивается применением гермети-
зирующего пояса и уплотнительных резиновых колец. Данный
узел соединения обеспечивает 1,5-кратный запас прочности и име-
ет резерв для увеличения несущей способности.
Применение резиноподобного герметика в качестве клея обес-
печивает также устойчивость обтекателя в условиях воздействия
динамических нагрузок.
Узел соединения, показанный на рис. 3.12, является типовым
для обтекателей ЛА класса «поверхность-воздух». Рассогласова-
ние перемещений, вызванное различными ТКЛР переходного
шпангоута из сплава 32НКД и корпуса отсека из алюминиевого
сплава АК-4, обеспечивается соединением типа «Байонет» (рис.
3.12). Данный узел соединения работоспособен как при цикличе-
ских климатических воздействиях температур, так и в условиях
автономной работы с прогревом переходного шпангоута из инвар-
ного сплава 32НКД до 470 К.
Опыт разработки таких узлов указывает на высокую надеж-
ность клеевой связи, выполненной с помощью высокоэластичных
теплостойких герметиков при согласованном ТКЛР оболочки и
шпангоута.
55
Теплозащита
Об слойка
из кварцевой керамики
Корпус отсека
Герметик Шп°НГ°^л
из сплава ЗГНКД
Рис. 3.12. Узел соединения обтекателей типа «Байонет»
Обоснование выбора материала и герметических параметров
переходных элементов в соединении, а также вида связи, типа ад-
гезива и технологических параметров сборки является наиболее
сложной комплексной задачей.
Консервативное представление 1980-х годов об однозначной
необходимости и целесообразности выполнения носовой части
шпангоута максимально утоненной (для снижения мембранных
напряжений, передаваемых на керамическую оболочку со стороны
шпангоута при неосесимметричном воздействии), выполнения
торца и торцевой части керамической оболочки свободными от
связи с адгезивом и элементами соединения тормозило рассмотре-
ние новых модификаций узлов соединения. Многолетний опыт
разработки конструкций антенных обтекателей из кварцевой кера-
мики и анализ результатов их испытаний позволил выделить как
наиболее значимые для их работоспособности:
- уровень и характер силового воздействия;
- уровень и длительность температурного воздействия при за-
данных конструкцивно-технологических ограничениях (габариты,
масса, простота и т. д.).
Увеличение длительности нестационарного теплового воздей-
ствия за счет повышения дальности полета [6] поставило задачу
изменения конструкции обтекателя, в частности, его стыкового
узла с переходными соединительными элементами. На основе ана-
лиза возможностей снижения температуры в эластичном адгезиве
и металлическом переходном кольце сделано предпочтение в сто-
рону повышения теплоемкости соединительного кольца и сниже-
ния жесткости контакта «металл-керамика» путем утолщения
клеевого шва к носовой части переходного кольца в 3-5 раз. Кон-
струкция такого узла соединения представлена на рис. 3.13.
56
Теплозащита
Оболочко
из кьориевои керамики
„ Шпангоут м
Герметик из сплава 32НКД Корпус отсека
Рис. 3.13. Конструкция узла соединения обтекателя
В зависимости от требований к обтекателю во многих случаях
для изделий ЛА класса «поверхность-воздух» технические требо-
вания удовлетворялись путем оптимизации конструктивных эле-
ментов, таких как увеличение толщины шпангоута, изменение его
геометрии, изменение длины и толщины клеевого шва, примене-
ние локальной теплозащиты металлических элементов.
Клеевой шов, утолщенный к носовой части жесткого шпанго-
ута, обеспечивает увеличение несущей способности керамической
оболочки на 25...30 % по сравнению с равнотолщинным швом.
Так как равнотолщинность и повышенная радиальная жесткость
соединительного кольца существенно упрощают его изготовление
при сохранении несущей способности обтекателя, подобные кон-
структивные изменения, ставшие типовыми и признанными, ис-
пользуются во вновь разрабатываемых обтекателях.
Однако рассмотренная конструкция имеет существенный не-
достаток - не допускает прогрева шпангоута выше 473 К из-за
температурного распора керамики жестким кольцом, хотя при
этом герметик еще остается работоспособным. При более высоких
прогревах такого соединительного узла, характерных для обтека-
телей ракет классов «воздух-поверхность», «воздух-воздух» из-за
предварительного прогрева узла соединения под носителем и ра-
кет класса «поверхность-воздух» с удлиненным режимом полета
обостряются вопросы обеспечения требуемой теплопрочности свя-
зи элементов и предотвращения преждевременного теплового рас-
пора керамической оболочки шпангоутом.
В некоторых случаях в зависимости от режимов совместного и
автономного полета создание обтекателей классов «воздух-по-
верхность» и «воздух-воздух» возможно по уже отработанной
конструктивной схеме (рис. 3.9, в, 3.10, в).
57
Для расширения возможностей типового соединения по вос-
приятию теплосиловых нагрузок требуется либо его модификация
(например, введение в конструкцию термокомпенсаторов в теле
шпангоута - перемычек в виде гофров или перфораций между сек-
торами), либо переход на принципиально новые конструктивно
силовые схемы с применением новых типов и видов связи, новых
крепящих адгезионных слоев и материалов переходных шпанго-
утов (например, использование материалов на основе углеродных
волокон, патент США № 4520364, кл. Н 01 Q 1/42, 1985; стекло-
пластиковых предварительно-напряженных наружных переходных
элементов, патент США, № 3103887, кл. СО2-56, 1960; механиче-
ской связи и гарантированных термокомпенсационных радиаль-
ных зазоров между оболочкой и шпангоутом; жестких клеев горя-
чего отверждения и т. д.).
Радикальным решением по обеспечению восприятия высоких
(А/изг > 20 кН-м) силовых воздействий и температур (773 К) в узле
соединения является применение высокотеплопрочностных клеев
горячего отверждения типа ВК-18, углерод-углеродных материа-
лов типа «Гравимол-В» и специальных литейных сплавов с ТКЛР,
близким к ТКЛР кварцевой керамики.
Апробация клеемеханических соединений с применением гер-
метиков (см. рис. 3.6, б, в, г) при вариации конструктивно-
силовыми схемами и материалами соединительных элементов по-
казали, что даже близкие по своим параметрам к оптимальным
конструкции в случае высоких прогревов (673...773 К) надежно
могут работать ориентировочно лишь при нагрузках в 3-6 раз бо-
лее низких, чем позволяют прочностные характеристики керами-
ческого материала, т. е. коэффициенты концентрации напряжений
(кв) и концентрации сил (кр) существенно снижают несущую спо-
собность обтекателя, а их неопределенность затрудняет надежное
прогнозирование работоспособности при проектировании.
Теоретические методы анализа НДС элементов соединения и
прогнозирования несущей способности керамического обтекателя не
могут быть корректными при отсутствии определенности в распре-
делении нагрузок и в случае необоснованности расчетных моделей,
допущений, граничных условий, а также недостаточности информа-
ции об исходных теплопрочностных и деформативных характери-
стиках элементов соединения в условиях эксплуатации. Это особен-
но характерно для расчетов на прочность клеемеханических соеди-
нений в случае вязкого состояния клея-герметика и наличия термо-
58
компенсационных зазоров (см. рис. 3.9, в), изменяющихся в процессе
эксплуатации. Для корректности проектировочных расчетов напря-
жений в соединительных элементах необходим учет как эксплуата-
ционных факторов, так конструктивных и технологических особен-
ностей изготовления конкретного обтекателя.
Ввиду трудности достоверного теоретического учета влияния
концентраций напряжений и нагрузок в хрупком керамическом
элементе на его работоспособность экспериментальное исследова-
ние обтекателей в наземных условиях, максимально приближаю-
щихся к эксплуатационным, является таким же важным и необхо-
димым, как и теоретический анализ НДС элементов. Их сравнение
необходимо для корректировки и совершенствования проектиро-
вочных расчетов, обеспечения надежных прогнозов работоспособ-
ности конструкции. Это возможно лишь при наличии достоверных
корректных исходных данных для расчетов и обоснованных кри-
териев прочности элементов конструкции.
По опыту проектирования керамических обтекателей именно
эти два эксплуатационных фактора - уровень и длительность теп-
лосилового воздействия при автономном полете и начальный уро-
вень прогрева элементов соединения - при совместном полете яв-
ляются критериями выбора конструктивной схемы и прогноза ра-
ботоспособности его узла соединения. Ограниченная теплостой-
кость выбранного эластичного клея-герметика, геометрические и
жидкостные характеристики связи соединительных элементов, ка-
чество их сборки являются факторами, определяющими работо-
способность и несущую способность обтекателя и его слабого
элемента - керамической оболочки.
Определение возможностей и целесообразности применения
теплостойкого клея-герметика «Виксинт У-2-28» для фиксации
керамической оболочки конкретного обтекателя ракет типа «воз-
дух-поверхность» с переходными соединительными элементами
шпангоута является сложной комплексной экспериментально-
теоретической задачей.
Одним из эффективных путей решений задачи обеспечения ком-
плексных ужесточающихся требований к керамическому обтекателю
современной ракеты класса «воздух-поверхность» является исполь-
зование слоистых и каркасных конструкций (см. рис. 3.2, б, 3.4, а).
При проектировании керамических обтекателей важное значе-
ние имеет соединение самого обтекателя со следующим отсеком,
так как от этого зависит появление дополнительных напряжений в
обтекателе и большего его прогрева. Необходимо предусматривать
59
теплозащиту корпуса для снижения теплопровода к инварному
шпангоуту, как это показано на рис. 3.14, особенно если корпус
следующего отсека изготавливается из сплавов с высокими ТКЛР,
такими как алюминиево-магниевые сплавы.
Оболочка
Теплозащита Второй отсек
Рис. 3.14. Вариант исполнения оптимальной конструкции узла
соединения
Таким образом, применение высокоэластичного кремнийорга-
нического герметика в качестве крепящего слоя высоконагружен-
ных клеевых соединений керамических обтекателей ракет разных
классов допустимо, рационально и эффективно в широком диапа-
зоне теплового воздействия (до 573 К) в элементах узла соедине-
ния. Оптимизация подобных решений и их модификаций необхо-
дима при решении любой новой конструкции обтекателя с учетом
совершенствования методик проектировочных расчетов, углуб-
ленного изучения теплопрочностных и деформативных характери-
стик высокоэластичных крепящих материалов и их влияния на не-
сущую способность керамического элемента.
Конструкция (рис. 3.15) представляет собой клеемеханическое
соединение керамической оболочки из материала АС-418 с тита-
новым шпангоутом, обечайка которого по цилиндрической посад-
ке соединена с наружной поверхностью оболочки, и разрезного
титанового вкладыша, вклеенного на герметике «Виксинт У-2-28»
в кольцевой проточке оболочки. Вкладыш соединен с обечайкой
ленточным разрезным кольцом стальными шпонками, вводимыми
в зеркально выполненные кольцевые проточки обечайки и вкла-
дыша. Такая конструкция стыкового узла обеспечивает работоспо-
собность изделия в случае использования в качестве материала
радиопрозрачной оболочки - ситалла АС-418.
Основными недостатками данной конструкции являются:
- проточки в теле керамической оболочки в зоне воздействия
больших нагрузок являются концентраторами напряжений;
60
Рис. 3.15. Конструкция клеемеханического соединения ситалловой
оболочки и шпангоута:
1 - ситаллловая оболочка; 2 шпангоут; 3 кольцо-шпонка; 4 вставка;
5 - герметик
- толщина керамической детали в опасном сечении зоны узла
заделки наименьшая;
- материал оболочки АС-418, обладающий сравнительно хо-
рошими теплоизолирующими свойствами (температуропровод-
-7 2
ность а = 6,1x10 м /с) и высокой температурой плавления, за-
крывается менее термостойким и более температуропроводным
—7 2 X
(а = 31x10 ' м/с) титановым сплавом. Здесь а = — (X - удель-
ср
ная теплопроводность; с - удельная теплоемкость; р - плотность);
- узел соединения, как показали экспериментальные исследо-
вания, очень чувствителен к чистоте обработки и наличию дефек-
тов на поверхностях оболочки.
Рис. 3.16. Конструкция узла соединения обтекателя ракеты «Шрайк»:
1 - силовая оболочка; 2 - вставка; 3 - шпангоут; 4 - пружина; 5 - герметик
61
Основным достоинством узла соединения (рис. 3.15) является
то, что, несмотря на вышеуказанные недостатки, узел работоспосо-
бен благодаря высокой прочности материала оболочки (ситалла).
Подобный вариант узла соединения использован в некоторых
отечественных разработках и на ракете «Шрайк» производства
США (рис. 3.16). Данный узел представляет собой монолитную
оболочку вращения из пирокерама 9606, соединенную эластичным
клеем со шпангоутом с низким ТКЛР (близким к ТКЛР керамики),
в виде тонкостенной обечайки в области соединения с оболочкой.
Здесь вместо шпонок применены пружины из жаропрочной стали,
обеспечивающие центрирование обтекателя в шпангоуте и ком-
пенсирующие разность перемещений наружного шпангоута.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Каплун В.А. Обтекатели антенн СВЧ. М.: Сов. радио, 1974,238 с.
2. Пригода Б.А., Кокунъко В.С. Обтекатели антенн летательных аппаратов.
М.: Машиностроение, 1978. 119 с.
3. Русин М.Ю. Конструирование высокотемпературных слоистых обтекате-
лей летательных аппаратов с учетом критериев хрупкого разрушения И Вопросы
проектирования и производства конструкций летательных аппаратов: Темат. сб.
науч. тр. Харьк. авиац. ин-та им. Н.Е. Жуковского. Харьков, 1995. С. 46-52.
4. Резников Г.Б. Антенны летательных аппаратов. М.: Сов. радио, 1967. 180 с.
5. Стейнберг М.А., Керфут Х.П. Исследования при высоких температурах.
М.: Наука, 1967. 468 с.
6. Материалы антенных обтекателей: Обзор иностранной технической лите-
ратуры за 1960-1965 гг. / Под ред. В.В. Павлова. М.: ВИАМ ОНТИ, 1966. 117 с.
Дсп.
7. Русин М.Ю. Научные основы технологической подготовки производства
радиопрозрачных обтекателей летательных аппаратов из кварцевой керамики:
Дис. д-ра техн. наук. Харьков, 2000. 414 с.
8. Пивинский Ю.Е., Ромашин А.Г Кварцевая керамика. М.: Металлургия,
1974. 264 с.
9. Гнесин Г.Г Осипова И.И., Рокталь ГД. Бескислородная керамика / Под
ред. Г.Г Гнесина. Киев Техшка, 1991. 198 с.
10. Буланов И.М., Воробей В.В. Технология ракетных и аэрокосмических кон-
струкций из композиционных материалов. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1998.
514с.
11. Михеев С.В., Строганов Г.Б., Ромашин А.Г Керамические и композици-
онные материалы в авиационной технике. М.: Альтекс, 2002. 275 с.
12. Аржанников Н.С., Мальцев В.Н. Аэродинамика. М.: Оборонгиз, 1952.
317с.
13. Балабух Л.И. и др. Основы строительной механики ракет. М.: Высш, шк.,
1969. 391 с.
14. Моссаковский В.И. и др. Прочность ракетных конструкций. М.: Высш,
шк., 1990. 190 с.
15. Строительная механика летательных аппаратов Под ред.
И.Ф. Образцова. М.: Машиностроение, 1986. 536 с.
16. Тимошенко С.П. Курс теории упругости / Под ред. Э.И. Григолюка. Киев :
Наук, думка, 1972. 501 с.
17. Конструкция управляемых баллистических ракет Под ред.
А.М. Синюкова, Н.П. Морозова, М.: Оборонгиз, 1969. 443 с.
18. Материалы к расчету сопротивления и теплопередачи различных тел при
гиперзвуковых скоростях полета И Тр. ЦАГИ. Вып. 937. 1964.
19. Краткий справочник машиностроителя / Под ред. С.А. Чернавского. М.:
Машиностроение, 1966. 797 с.
63
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение....................................................3
1. Особенности головных антенных обтекателей
как специфических агрегатов летательных аппаратов............4
2. Анализ напряженно-деформированного состояния
конструкции.................................................11
2.1 Аэродинамическое нагружение обтекателя...............12
2.2. Инерционные нагрузки на обтекатель..................17
2.3. Интегрирование дифференциальных уравнений корпуса
как жесткой балки........................................18
2.4. Аэродинамический нагрев обтекателя..................20
2.5. Определение температурных полей и напряжений
в обтекателе.............................................21
2.6. Определение напряжений от внешних сил в оболочке
обтекателя по балочной теории............................24
2.7. Определение напряжений в обтекателе по теории
безмоментных оболочек....................................26
2.8. Расчет элементов крепежа............................27
2.9. Расчет узла соединения..............................29
2.10. Расчет обтекателя на прочность.....................30
2.11. Пример расчета.....................................32
3. Проектирование обтекателей летательных аппаратов........35
3.1. Основное содержание и анализ технического задания
на разработку обтекателя.................................35
3.2. Конструкции и проектирование стенки обтекателя......37
3.3. Конструктивно-технологические решения соединения
обтекателей со шпангоутом................................42
3.3.1. Выбор материала шпангоута и адгезива..............46
3.3.2. Конструкции узлов соединения.................... 51
Список литературы..........................................63