Брянск, Брянская область, Россия
Брянск, Брянская область, Россия
Брянск, Брянская область, Россия
Брянск, Брянская область, Россия
УДК 629.039.58 Вопросы безопасности: выбор места, защитная оболочка, анализ аварий. Опасности, связанные с работой реактора
УДК 62-592 Тормоза и способы торможения
ББК 393 Автодорожный транспорт
Цель исследования. Обосновать возможность применения изделий из композиционных материалов вместо металлических в автомобилестроении, в частности, воздушных резервуаров тормозной системы автомобилей фирмы «КАМАЗ». Задача, решению которой посвящена статья. Обеспечить возможность замены металлических изделий тормозной системы автомобиля изделиями из композиционных материалов, например, воздушных резервуаров. Методы исследования. Обоснована математическая модель условий нагружения нагретых цилиндрических оболочек сосудов изготовленных из композиционных материалов при осевом нагружении, изложены основы некоторых вопросов применения цилиндрических оболочек в задачах динамического деформирования оболочечных элементов конструкций. Новизна работы. Впервые для автомобилестроения теоретически и экспериментально обоснована возможность замены металлических изделий изделиями из композиционных материалов, которые по своим техническим характеристикам, весовым, температурным и прочностными не уступают или превосходят металлические, в частности обеспечения коррозийной стойкости, герметичности и безопасности. Результаты исследования. В результате было установлено, что после снятия нагрузки и остывании стенки оболочек оставались в том же положении, в котором они занимали в момент выпучивания, причем отслоение поверхностных слоев в районе гребней волн не обнаруживалось. Однако при визуальном осмотре поперечных сечений оболочек наблюдалось расслоение стенок, с возрастанием температуры значение критической нагрузки уменьшалось и стремилось к нулю при некоторой предельной температуре. Выводы: Проведенные исследования позволяют сделать вывод о том, что по весовым, температурным и прочностными характеристикам композиционные материалы не уступают и даже превосходят металлические в обеспечения коррозийной стойкости, герметичности и безопасности эксплуатации. В автомобилестроении изделия из композиционных материалов позволяют повысить надежность и безопасность систем автомобилей, в том числе тормозной, снизить показатели аварийности при выполнении транспортных процессов, снизить вероятность травмирования и гибели людей.
аварийность, травматизм, опасный производственный объект, опасность, резервуар, баллон, оболочка, эксперимент, безопасность эксплуатации, технические характеристики
Введение
Одной из проблем, стоящих перед руководством страны и регионов состояние аварийности на дорогах. В результате дорожно-транспортных происшествий (ДТП) гибнут и травмируются люди, наносится огромный материальный ущерб, состоящий из миллиардов рублей. Среди причин большой аварийности на дорогах - техническое состояние систем автотранспортных средств и, в частности, неисправности тормозной системы, из-за отказов которой происходит до 50% ДТП по техническим причинам. Среди технических причин ДТП - негерметичность тормозной системы, в частности, негерметичность резервуаров для хранения рабочего тела (воздуха). Федеральным законом «О промышленной безопасности опасных производственных объектов» от 21.07.97 № 116 – ФЗ (ред. от 08.12.2020) воздушные резервуары тормозного оборудования автомобилей, относятся к категории опасных производственных объектов (ОПО)[13].
Эксплуатация воздушных резервуаров автомобилей связана с повышенной опасностью, в первую очередь, возможностью взрыва, причинами которого являются: потеря механической прочности сосудов, местные перегревы, удары, превышении рабочего давления и другие. Результатами взрыва становятся тяжелые и летальные травмы людей, нанесение крупного материального ущерба.
По конструктивному исполнению применяются металлические: цельнокованые, кованосварные, вальцованосварные, штампосварные, многослойные рулонированные воздушные резервуары тормозной системы автомобилей, которые относятся к 2 группе сосудов с расчетным давлением до 6 МПа и более (ГОСТ Р 52630 – 2012) [10].
Схема тормозного оборудования автомобилей фирмы КамАЗ представлена на рис. 1. Воздушными резервуарами тормозного оборудования автомобилей фирмы КамАЗ являются баллоны, которые располагаются в 4 контурах. Контур I имеет 1 ресивер, контур II – 2 ресивера, контур III – 1 ресивер, контур IV – 1 ресивер. Вместимость каждого баллона
Выполненные из стальных материалов воздушные баллоны пневматического привода автомобилей обладают многими конструктивными достоинствами, однако конструкциям из металла присущи и недостатки, в частности, образование внешней и внутренней коррозии, наличие сварных швов снижающих прочность конструкций и другие.
Заменить в автомобилестроении сталь могут композиционные материалы, которые позволяют создавать конструкции с уникальными весовыми, температурными и прочностными характеристиками.
Авторы предлагают заменить металлические воздушные резервуары тормозного оборудования в пневматическом приводе автомобилей на композиционные.
Рис. 1. Схема пневматического привода тормозных механизмов автомобилей фирмы КамАЗ
Fig. 1. Scheme of pneumatic drive of brake mechanisms of KAMAZ cars
Использование композиционных материалов при создании современных аппаратов и устройств, сложная проблема, решение которой требует разработки математических моделей рассматриваемых явлений, удовлетворяющих требованиям надежности и безопасности с одной стороны и практической применимости к инженерным расчетам – с другой [7].
В процессе эксплуатации, воздушные резервуары тормозного оборудования автомобилей подвергаются различным силовым и температурным нагрузкам, поэтому при проектировании конструкций из композиционных материалов такие нагрузки должны быть исследованы и определены.
Материалы, модели, эксперименты и методы
Оболочки сосудов, работающих под давлением, в большинстве случаев имеют утолщенные торцы, с помощью которых они воспринимают нагрузки от соседних элементов. В процессе нагрева или охлаждения из-за различной толщины и низкой теплопроводности материала могут возникать перепады температуры между стенкой и утолщениями, которые способствуют образованию в зоне сопряжения окружных напряжений. Эти напряжения при нагреве тонких оболочек могут вызывать местное выпучивание или оказывать влияние на величину критических напряжений, например в случае осевого сжатия, а при нагреве толстых оболочек – разрушение материала. Поэтому оценка влияния этих напряжений на несущую способность оболочек представляет интерес при выборе геометрических размеров на этапе проектирования, а также при выборе режимов нагревания (охлаждения) при испытаниях. [3,4,5].
Влияние окружных сжимающих напряжений на несущую способность оболочек может быть оценено, например, в случае осевого сжатия, с помощью формулы
(1)
где P – сила осевого сжатия, Н; 
∆Т– перепад температуры между стенкой оболочки и ребром жесткости (шпангоута), К; ∆Т=ТОБЩ – ТШП; 
;
ТОБЩ - температура обшивки, К;
ТШП– температура шпангоута,К;
РКР, ∆ТКР
, – критические значения силы и перепада температуры, МПа, К.
Критический перепад температуры между обшивкой ортотропной оболочки и ребром жесткости (например, шпангоута), вызывающим выпучивание в зоне сопряжения, может быть определен из системы уравнений устойчивости в «малом», полученных на основе гипотезы Кирхгофа – Лява [11]:
(2)
где ω 
– прогиб, мм; 
Ф – функция усилий в срединной поверхности оболочки в момент выпучивания, Н; 
ωо – прогиб перед выпучиванием, мм; 
R – радиус срединной поверхности, мм; 
– безразмерные координаты на срединной поверхности, мм; 
– докритическое усилие в окружном направлении, Н; E1 и Е2 – модули упругости в осевом и окружном направлениях соответственно, МПа; G– модуль сдвига, МПа; ʋ1, ʋ2 – коэффициенты Пуассона;
h– толщина стенки оболочки, мм.
Предполагается, что напряжения, вызывающие потерю устойчивости в ортотропной оболочке, по аналогии с изотропной быстро затухают с удалением от ребер жесткости. Поэтому такие оболочки рассматриваются как полубесконечные.
Возникающие при нагреве оболочки прогибы и усилия, симметричные относительно ее оси, определяются следующими выражениями:
1. Для защемленной оболочки
|
(3)
2. Для шарнирно опертой
(4)
где 
— коэффициент теплового расширения в окружном направлении.
Условия шарнирного опирания могут быть приняты для однопролетных отсеков, а условия защемления – для промежуточных шпангоутов многопролетных отсеков.
Задача устойчивости сводится к выявлению собственных функций однородных уравнений (2) с краевыми условиями:
при 
для защемленной оболочки
для шарнирно опертой
при 
, значения w, Ф ограничены.
Решение строится на основе метода Бубнова — Галеркина в форме Папковича, при этом функция выпучивания выбирается в виде [3,4,11]:
1. Для защемленной оболочки
2. Для шарнирно опертой
где a, b, c – параметры волнообразования.
Формула для определения перепада температуры может быть представлена как
(5)
где 
– сложная функция параметров волнообразования a, b, c и упругих характеристик материала [3,4]. Наименьшее значение функции 
соответствует критическому перепаду температур.
Критическая сила осевого сжатия нагретой цилиндрической оболочки может быть приближенно определена по формулам линейной теории ортотропных оболочек, приведенным в работах А.А. Баштырова, Л.Г. Белозерова, В.В. Иванова, В.А. Киреева и других ученых [3,4]. Сравнительный анализ показывает, что результаты расчетов критических нагрузок по этим формулам для оболочек одинаковой геометрии при одних и тех же значениях упругих характеристик материалов различаются на 4 … 5%. Для выяснения диапазона температур, в котором справедливо использование формул линейной теории ортотропных оболочек, было проведено дополнительное экспериментальное исследования Л.Г. Белозеровым и В.А. Киреевым [4]. Нагретые оболочки из углепластика нагружали осевой сжимающей силой вплоть до разрушения. Результаты эксперимента были сопоставлены с результатами расчета по одной из формул, взятой из работы Л.Г. Белозерова и В.А. Киреева [4]:
(6)
где
Стенки оболочек образовывали продольно – поперечной намоткой лент из стеклонитей НС-170,2 по схеме 0; 90°; 90°; 0; 90°; 90°; 0 и т. д. Связующим служили резольная фенолформальдегидная смола Р – 2 и клей БФ – 4. Содержание связующего – 30%, влаги и летучих фракций – 3,6…3,9% [2,6,8,12].
Геометрические размеры оболочек: длина 
мм, внутренний диаметр 
мм, толщина стенки 
. Длина цилиндрической части утолщения l1=10 мм, 
а конической 
l1=40 мм; толщина цилиндрической части утолщения h1=5 мм. 
Утолщение образовывали намоткой лент.
Переменными величинами при испытаниях были температура обшивки и нагрузка. Было испытано 15 оболочек, из них пять при комнатной температуре. Испытание проводили при 293, 323, 373, 473 и 523 К.
При 523 К после снятия нагрузки и остывании, стенки оболочек оставались в том же положении, в котором они занимали в момент выпучивания, причем отслоение поверхностных слоев в районе гребней волн не обнаруживалось. Однако при визуальном осмотре поперечных сечений оболочек наблюдалось расслоение стенок. Температура, при которой изменилось поведение оболочек – 480 К.
С возрастанием температуры значение критической нагрузки уменьшалось и стремилось к нулю при некоторой предельной температуре (рис. 2).
|
|
Рис. 2. График изменения нагрузки от температуры
Fig. 2. Graph of load changes from temperature
Зависимости перемещений от нагрузки при разных уровнях температур были линейными вплоть до начала разрушения, причем перемещения при разгрузке достаточно близко совпадали с перемещениями при нагрузке (в пределах точности измерений). Результаты обработки диаграммы перемещений использовали для определения модуля упругости 
, зависимость которого от температуры представлена на рис. 3.
Рис. 3. Схема изменения модуля упругости 
, в зависимости от температуры
Fig. 3. Scheme of modulus of elasticity change , depending on temperature
Как видно, с возрастанием температуры его значения уменьшаются, но в меньшей степени, чем значения критической нагрузки.
Результаты расчета критических нагрузок по формуле (6) приведены рис. 1 в виде зависимости 
от 
.
При этом принималось, что коэффициенты Пуассона не зависят от температуры, а их отношение 
для всех уровней температур.
Исходя из условий ортотропности, значения модуля Е1 при температуре нагрева определялись как
(7)
Учитывая, что зависимость модуля 
от температуры близка к линейной (рис. 3), выражение (7) можно представить как
,
где
|
Значение υ20 
определялось при растяжении дуговых образцов, вырезанных из оболочек, а значение υ10 
– при нагружении оболочек осевой сжимающей силой. Принимаемая при расчетах зависимость модуля Е2 от температуры представлена на рис. 3. Значение модуля сдвига G в соответствии с данными работы, представлялось экспонентой (рис. 3) [2,12].
,
где
.
Как видно, формула (6), выведенная для монолитного ортотропного материала, справедлива при равномерном нагреве оболочки из стеклопластика на фенолформальдегидном связующем лишь до 420 К. При превышении этой температуры нарушается монолитность материала из-за низкой прочности связующего и начинают проявляться его реономные свойства, что делает эту формулу неприемлемой.
Исходя из опытных данных, изменение критической нагрузки от температуры для рассматриваемых оболочек может быть принято в виде параболы
,
где - относительная температура,
ɑ2=755, ɑ1=-0,706 - коэффициенты, определяемые с помощью метода наименьших квадратов. Эта формула может быть использована для расчета критических нагрузок при температуре выше 420 К.
Оценим величину критического перепада, возможного при нагревании стекопластиковых оболочек на фенолформальдегидном связующем. Для расчетов воспользуемся формулой (5). Числовые значения функций k1оответствующие критическому перепаду, приведены в таблице.
Таблица
Числовые значения функций k1
Table
Numeric values of functions k1
|
Показатели |
|
|
|
защемление |
шарнирное опирание |
|
|
Стеклопластик на фенолформальдегидном связующем |
||
|
Без учета моментности докритического состояния |
4,25 |
9,02 |
|
С учетом моментности докритического состояния |
5,35 |
10,0 |
|
Изотропный материал |
||
|
Без учета моментности докритического состояния |
5,59 |
15,7 |
|
С учетом моментности докритического состояния |
6,02 |
16,6 |
При заполнении данных в таблице, изменение упругих характеристик в зависимости от марки материала не учитывалось. Для оценки ∆ТКР других композиционных материалов в первом приближении можно принимать эти же значения k1. Там же для сравнения приведены значения для изотропной оболочки. Отметим, что для изотропной оболочки k1 не зависит от характеристик материала.
Заключение
|
защемленных оболочек на фенолформальдегидном связующем, полученная с помощью формул (5), приведена на рис. 4.
Как видно, с уменьшением отношения R / h значения ∆ТКР возрастают. Испытанные оболочки были относительно толстыми R / h=58 и для них критический перепад температур ∆ТКР = -3250К. Скорость нагрева в процессе испытаний не превышала 0,3 град/с, а перепад температур между внутренними поверхностями шпангоутов и обшивки ∆ТКР = 40К.
Следовательно, при указанных выше скоростях нагрева критический перепад температур недостижим.
Влияние окружных сжимающих усилий на несущую способность защемленных оболочек из стеклопластика на фенолформальдегидном связующем с различным соотношением R / h, оцененное с помощью формулы (1), наглядно представлено на рис. 5, где сплошной линией нанесена несущая способность равномерно нагретых оболочек ∆Т = 0
, а пунктирными – с температурой шпангоута 293 К.
Рис. 4. Зависимость критического перепада
температуры от отношения R/h
Fig. 4. Dependence of the critical temperature
drop on the ratio R/h
Рис. 5. Влияние окружных сжимающих
усилий на несущую способность
защемленных оболочек
Fig. 5. Influence of circumferential
compressive forces on the bearing
capacity of the pinched shells
Из графика видно, для толстых оболочек
R/h ≈ 58 это влияние незначительно и им можно пренебречь, а для тонких 
R/h= 1000оно может быть существенным.
1. Акинин С.А., Нурмехамитов М.Н., Якунин В.Н. Сервисная книжка автомобилей КАМАЗ. Набережные челны, 2010. 249 с.
2. Бабушкин А.В. Механика композиционных материалов и конструкций: курс лекций. Пермь: Изд-во Пермский государственный технический университет, 2017. 128 с.
3. Белозеров Л.Г., Киреев В.А. Композитные оболочки при силовых и тепловых воздействиях. М.: Физматлит, 2003. 388 с.
4. Белозеров Л.Г., Васильев А.Б., Киреев В.А. и др. Проектирование, расчет и испытания конструкций из композиционных материалов. М.: ЦАГИ им. Н.Е. Жуковского, 1974. 50 с.
5. Васильев А.П. Разработка полимерных композиционных материалов на основе политетрафторэтилена с углеродными волокнами и природными наполнителями: каолином и вермикулитом: специальность 05.17.06 «Технология и переработка полимеров и композитов»: дис. на соискание ученой степени канд. техн. наук. Казань, 2020. 155 с. Библиогр.: с. 131-146.
6. Васильев В.В. Механика конструкций из композиционных материалов. М.: Машиностроение, 1988. 267 с.
7. Галинская О.О. Проектирование элементов конструкций ракетных комплексов из композиционных материалов. СПб.: Балтийский государственный технический университет, 2014. 95 с.
8. Головкин Г.С. Проектирование технологических процессов изготовления изделий из полимерных материалов. М.: Химия, КолосС, 2007. 399 с.
9. Горбачёв В.И, Кабанова Л.А. О постановке задач в общей теории Кирхгофа-Лява неоднородных анизотропных пластин. Вестник Московского ун-та. Сер. 1. Математика. Механика. 2018. №3. С. 43-48.
10. ГОСТ 34347-2017. Сосуды и аппараты стальные сварные. Общие технические условия = Steel welded vessels and apparatus. General specifications: нац. стандарт Российской Федерации : изд. офиц. : утв. и введ. в действие Приказом Федер. агентства по техн. регулированию и метрологии от 14 дек. 2017 г. № 2002-ст. : введ. впервые : дата введ. 2018-09-01 / разраб. Международным техническим комитетом по стандартизации МТК 523 «Техника и технологии добычи и переработки нефти и газа», ЗАО «ПХИ»; АО «ВНИИНЕФТЕМАШ»; ООО «НТП ЦЕНТРХИММАШ»; АО «НИИХИММАШ» М.: Стандартинформ, 2018.
11. Колмогоров Г.Л, Мельникова Т.Е., Азина Е.О. Применение метода Бубнова-Галеркина для оценки устойчивости анизоторопных пластин. Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2017. № 4. С.29-33. DOI:https://doi.org/10.22363/1815-5235-2017-4-29-33
12. Васильев В.В., Протасов В.Д., Болотин В.В. и др. Композиционные материалы: справочник /под общ. ред. В.В. Васильева, Ю.М. Тарнопольского. М.: Машиностроение, 1990. 512 с.
13. О промышленной безопасности опасных производственных объектов: Федер. закон [принят Гос. Думой 21.07.1997] // Собрание законодательства Российской Федерации, N 30, 28.07.97, ст.3588.
