автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.05, диссертация на тему:Аналитический метод расчета силовых поясов авиационных газотурбинных двигателей

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ УКРАИНЫ ХАРЬКОВСКИЙ АВИАЦИОННЫЙ ИНСТИТУТ

КОЛЕСНИКОВ ВЛАДИМИР ИВАНОВИЧ

АНАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОЛ РАСЧЕТА СИЛОВЫХ ПОЯСОВ АВИАЦИОННЫХ ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

05.07.05 - тепловые двигатели

л етатель ных'аппаратов

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

На правах рукописи

Харьков - 1996

Диссертация является рукописью.

"Работа выполнена в Запорожском машиностроительном

конструкторском бюро "Прогресс".

Научный руководитель: доктор технических наук,

лауреат государственной премии Муравченко Федор Михаилович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Симбирский Дмитрий Федорович кандидат технических наук, доцент Миневич Александр Борисович

Ведущее предприятие: акционерное общество "Мотор-СЦч",

(Минмашпром Украины, г. Запорожье)

Защита состоится " 28 " июня 1996 г. в 14 часов на заседании специализированного совета Д 02.27.05 при Харьковском авиационном институте им. Е.Н.Жуковского по адресу: 310070, г. Харьков, ул. Чкалова, 17, ХАИ

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ХАИ. Автореферат разослан "_"_1996 г.

Ученый секретарь специализированного совета,

профессор -а—-*---■ Г.Л.Корнилов

- 1 -

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность темы. Повышение ресурса и надежности авиационных газотурбинных двигателей (ГТД) является одной из наиболее актуальных проблем развития и совершенствования авиационный техники. Решение этой проблемы во многом определяется качеством методов расчета на прочность и жесткость деталей и узлов двигателей, прежде всего роторов, корпусов статора и подвески двигателя к самолету.

Однако, если вопросами расчета напряженно-деформированного состояния (НДС) роторов уделяется достаточное внимание и на решение этой задачи направлены усилия многих исследователей, то вопросы расчета узлов статора рассмотрены недостаточно и требуют своего дальнейшего развития. Это, в первую очередь, относится к расчетам кольцевых систем статора, на которых расположены узлы подвески двигателя к самолету, составляющие так называемые силовые пояса двигателя. Силовые пояса, а также рад других кольцевых систем статора должны обеспечивать прочность и жесткость двигагеля в целом, предотвращая возникновение недопустимых упругие деформаций и полностью исключая остаточные деформации при условии своей минимальной массы. Сложность их реальных конструкций и принципиальные отличия от известных классических расчетных схем определяют научную актуальность проблемы, решение которой позволит повысить надежность и ресурс ГТД.

В связи с этим целью работы является разработка и практическое внедрение аналитического метода расчета НДС силовых поясов, а также других сложных кольцевых систем авиационных ГТД, направленного на увеличение надежности и ресурса последних.

Метод основан на использовании уточненной математической модели включающей присоединенные оболочки и учитывающей дефор-* мации сдвига, растяжения и депланацию поперечных сечений силовых колец с профилями открытого типа. Планировалось выполнить экспериментальную проверку метода, а далее использовать его при проектировании и доводке ряда двухконтурных и винтовенти-лягорных турбореактивных двигателей ЗМКБ "Прогресс".

Работа выполнена на ЗЫКБ "Прогресс" в 1978-1993 г. г. в соответствии с постановлением Совмина СССР N 27-24 от 2. 04.77 г. (создание тяжелого транспортного самолета Ан-124 с двигателями Д-18Т), Кабинета министров Украины N 477 от 17.08.92 г. (создание транспортного самолета Ан-70 с двигателями Д-27) и государственной программы развития авиационной промышленности Украины, утвержденной президентом 3.07. 92 г.

Научная новизна заключается в том, что в диссертации впервые получены следующие научные результаты:

- предложена математическая модель типичных для статоров ГТД сложных кольцевых систем, включающая присоединенные оболочки и учитывающая деформации сдвига, растяжения и депланацию поперечных сечений силовых колец с профилями открытого типа;

- на основе предложенной математической модели разработан универсальный метод расчета НДС силовых поясов статора, направляющих, спрямляющих и сопловых аппаратов, корпусов опор роторов ГТД.

Универсальность модели позволяет проводить расчеты силовых поясов и других кольцевых систем как с малым, гак и с больший числом радиальные элешвтов-сроек или лопаток, а также разрабатывать методы их расчета на колебания и удар.

Практическая ценность и реализация работы, заключается в разработке и внедрении в практику ЗМКБ "Прогресс" универсального метода расчета, позволяющего получить достоверную информацию об НДС силовых поясов и других сложных кольцевых систем, увеличить надежность, ресурс и уменьшить массу статоров авиационных ГТД. С его помощью были спроектированы, испытаны и доведены силовые пояса и кольцевые системы серийно выпускаемого двухконтурного турбореактивного двигателя Д-18Т для тяжелых дальных высокоэффективных транспортных самолетов АН-124 ("Руслан") и АН-225 ("Мрия") и опытного винтовентиляторного двигателя нового поколения Д-27 самолета АН-70.

Достоверность результатов определяется использованием в предложенной методе более адекватной модели силовых поясов, а также результатами стендовых испытаний элементов статора и многолетней успешной эксплуатацией парка двигателей Д-18Т.

Апробация. Основные научные положения и результаты работы неоднократно докладывались и обсуждались на научно-технических семинарах отдела прочности ЦИАМ им. П.И.Баранова, на заседаниях государственной комиссии по испытаниям двигателей Д-18Т и Д-27, на Всесоюзных конференциях "Газотурбинные и комбинированные установки" (Москва, МГТУ им. Баумана, 1987 и 1991 г.г.).

Диссертация в целом докладывалась и одобрена на научно-техническом семинаре кафедры "Конструкция и прочность авиадвигателей" Харьковского авиационного института.

Публикации. По теме диссертации опубликованы две статьи и выпущено 15 научно-технических отчетов.

Лично автором внесены указанные выше уточнения в мате! тическую модель сложных кольцевых систем статора ГТД и пред. жен метод расчета на ее основе, реализованный совместно В.Б.Жуковым при проектировании и доводке силовых поясов двш теля Д-18Т. Автор выполнил постановку и интерпретацию резу. татов стендовых испытаний силовых поясов, участвовал в их гц ведении. Им осуществлено научное и практическое руководс. дальнейшим многократным использованием предложенного метода ЗМКБ "Прогресс".

Структура и объем диссертаци Диссертационная работа состоит иа введения, четырех раздел (глав), заключения, списка литературы из лУ наименований приложения. Работа изложена на 4О*? страницах, включает иллюстраций и таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первом разделе показано, что основны силовыми узлами статора авиационных ГТД являются сложные кол цевые системы, состоящие из нескольких концентрических коле соединенных между собой стойками обтекаемой формы или напра ляющими и сопловыми лопатками. С кольцами жестко связаны сие; ные элементы корпуса оболочкового типа. В частности, стаи двухконтурного турбореактивного двигателя Д-18Т (рис. состоит из направляющих и сопловых аппаратов, корпусов ол< роторов и оболочек статора, из которых образованы слсио« кольцевые системы,в том числе передний и задний силовые пояс« Силовые пояса отличаются тем, что они нагружаются радиальным! тангенциальными и осевыми силами и моментами, возникающими узлах подвески двигателя. Эти нагрузки, носящие локальный хг

рактер, зависят также от эволюции самолета. Кроме того, элементы пояса воспринимают распределенные давления газов и температурные воздействия, возникающие при работе двигателя.

Теоретические основы расчета классических оболочек и колец созданы в работах С.П.Тимошенко, В.З.Власова, Л.И.Балабу-ха, В.Л.Бидермана, И.А.Биргера и других исследователей. Аналитический метод расчета НДС реальных кольцевых систем, в частности, силовых поясов ГТД предложен М.В.Никулиным. Однако, как показывает практика, он дает приемлемые результаты только для поясов с кольцами закрытого профиля и при малом числе стоек, учитывая только деформации изгиба и не учитывая растяжение, сдвиг и депланацио поперечных сечений колец.

Современная вычислительная техника предоставляет возможность использования для поставленных целей метода конечных элементов (МКЭ). Однако практика авиадвигателестроительных конструкторских бюро показывает, что применение МКЭ в рассматриваемом случае не является обычной инженерной задачей в связи со значительными трудностями на этапах подготовки данных из-за высокой размерности сетки. В то же время МКЭ предоставляет полную возможность для расчета НДС локальных областей (отверстая, вырезы, фланцы и т.п.), когда предварительно полученное общее математическое решение может быть использовано в качестве граничных условий для этих определяющих прочность конструкции областей.

В завершение раздела была сформулирована приведенная выше цель исследования, а также намечены пути ее достижения.

Во втором разделе описывается предложенная автором уточненная математическая модель (в дальнейшем изложении - модель) сложных кольцевых систем, дополнительно учитива-

ющая деформации растяжения и сдвига колец, оказывающие существенное влияние на их НДС, что особенно важно для силовых поясов, включающих большое число стоек (лопаток спрямляющих и сопловых аппаратов). Кроме того, модель учитывает совместную работу колец с присоединенными оболочками, взаимное влияние жесткостей колец в плоскости и из плоскости, а также деплана-цию поперечных сечений колец в случае выполнения последних в виде открытых тонкостенных профилей.

Приведем краткие сведения по моделям НДС основных составляющих элементов силовых поясов, детально описанным в работе Ш.

Кольца являются основными и наиболее нагруженными элементами пояса. Предложенная уточненная модель трехмерного НДС колец учитывает их деформацию как в их плоскости, так и из нее. При этом предполагается, что кольца имеют малую кривизну и что одна из главных осей инерции сечения лежит в их плоскости.

Для определения деформаций колец вих плоскости с учетом растяжения и сдвига была использована модель, предложенная В.Б.Жуковым. Она представлена тремя уравнениями высшего порядка в полных производных по углу Ф и связывает деформационные 1 факторы - радиальное4^ и окружное V перемещения по осям 2 и 3, а также угол1]поворота нормали к нейтральной линии кольца вокруг оси 1 (в плоскости кольца) - с внешними силовыми факторами [1]. К последним относятся интенсивности

, и т, радиальной, ' окружной сил и изгибающего момента соответственно. (Рис. 2). •

Для определения осевых перемещений колец открытых тонкостенных профилей иа и -х плоскости были состав-

лены уравнения равновесия элемента кольца и последующими преобразованиями получено уравнение Ш:

т3 , ¿Уггг , ¿гт-ь .р ¿У), ч/а^пти : ¿т.»

где ; яг= кЕ^Сг^"^г ;

- изгибно-крутильная характеристика поперечного сечения;&35-

- жесткость при свободном кручении; ЕЗ^- жесткость при стесненном кручении; ЕЗг - жесткость сечения кольца при изгибе относительно оси 2. ; С^ , тг и т.! интенсивности осевой силы, изгибающего и крутящего момента; Зм - главный сек-ториальный момент сечения; Е и 0- - модули упругости и сдвига материала; Р и Р - радиус нейтральной линии и площадь поперечного сечения кольца; К - безразмерный коэффициент, зависящий от формы поперечного сечения. Если принять Жг - 00

то уравнение будет справедливо для кольца массивного сечения.

Аналогичным образом были получены дифференциальные уравнения для углов поворота 1Г2 и (X нормалей, которые при исключении сдвиговых деформаций преобразуются в известные уравнения В.З.Власова для колец.

Путем решения упомянутой выше системы из шести уравнений для деформационных факторов могут быть определены внутренние силовые факторы в кольце с помощью зависимостей:

М.-ЕМ'^-^)» 6-Е'

где М, и Мг - изгибающие моменты; М6 и М^ - крутящие моменты свободного и стесненного кручения относительно оси 3; 0, , &г и N - поперечные силы; Е> - бимомент; 3, , Зг и - осевые моменты инерции.

Присоединенная к кольцу оболоч-к а была принята тонкостенной, ортотропной, полубезмоментной. Ее срединная поверхность совпадает с нейтральной линией колец. Для нее было использовано известное однородное дифференциальное уравнение, связывающее окружное перемещение V с погонными жесткостями оболочки на изгиб в окружном направлении и на растяжение в направлении образующих Вх .

Допущение ортотропности оболочек обосновано частым расположением по длине двигателя фланцев и круговых колец направляющих и соплоеых аппаратов.

С учетом зависимостей мевду У0 , осевым II0 и радиальным \А/0 перемещениями были определены внутренние силовые факторы в оболочке (рис. За)в виде

У1 ь "V х (2)

-- ^ V(\Ув) ; -Х^-Д-^у«») ?

где £ - сдвигающая сила; и Т^ - осевая и окружная нормальные силы; СЦ и Н^ - поперечная сила и изгибающий момент в окружном направлении.

Стойки силового пояса или лопатки направляющих (сопловых) аппаратов рассмотрены как закрученные стержни перемен-

ной жесткости с несимметричными, в общем случае, поперечными сечениями (рис. 36). Было принято, что центры тяжести сечений лежат на вертикальной оси стойки £ . При этом угол между осями К , у и главными центральными осями инерции ,^ включает также углы закрутки и установки стойки (лопатки).

Стойки жестко закреплены на внутреннем и внешнем кольцах. Взаимные реакции стоек и колец (рис. 2) выражаются силами Р-■ и моментами , где I - 1,2,3 - номер координатной

оси, а ^ - 1,2. ..Ы - количество стоек в поясе. Реакции определяются на основе решения дифференциальных уравнений для деформаций у^ и X ^ изгиба стойки под действием изгибающих моментов, в которые входят реакции стойки, а также Ри (2 ) и Ра( 2 ) - интенсивности тангенциальной и осевой составляю-

I

щих газовых сил.

Реакции стоек, приложенные к внутреннему и наружному кольцам (индексы "в" и "н" соответственно), выражаются зависимостями: ^

/ ^ 1ст у Ьт

Ри(зШ- ]]рцфсЫЬ, } (3)

о О £

0 о Ч

Таким образом, предложенная модель силового пояса состоит

из сопрягаемых между собой составляющих моделей колец, присоединенных оболочек и стоек. Эти модели связывают деформационные факторы, внешние нагрузки и внутренние силовые факторы. Причем

внутренние силовые факторы элементов могут бшь внешними для

сопряженных с ними.

В третьем разделе приведен метод расчета

НДС элементов силового пояса, выполняемого на основе предл женной выше модели. Исходными данными служат геометрическ характеристики силового пояса, свойства материала и внеиш нагрузки на его элементы. Основными составляющими последи являются усилия в узлах подвески, от действия газовых сил стойки (лопатки). и от неоднородности температурных полей. Л нейность модели позволяет использовать принцип суперпозиц деформационных факторов, вызываемых составляющими внешних на рузок.

Задача усложняется из-за наличия локально приложенш усилий в узлах подвески двигателя, что нарушает полную симме: рию НДС по периметру колец (по углу ^ ). В связи с этим вое пользуемся общепринятым представлением усилий и деформаций д.! кольца и оболочек в виде разложений в ряды Фурье по угловс координате Т :

о-у = 2 а^созаЧ" ^а^ь'иг аЧ> , Ц = 2 Ь„. соыач ;

где и.1р используется для предоставления симметричных У/ , и , Ш0 , , , сц , Тх , гтц , а Ъ\р - кососимме тричных V , У0 , V, , пУг , С^,^ , тч , т.г , 8 величи НДС. При этом а - 0 соответствует осесимметричному (относите дьно оси 1) нагружению, а случай а 2= 2 - циклическому симме тричному и кососимметричному нагружениям относительно верти кального диаметра. Случай П. - 1 соответствует балочным натру жениям колец и оболочек, влиянием которых можно пренебречь.

Для циклического нагружения ( учетом (4) по модели кольца определяем перемещения и , V , XV и углы поворота 17, , )7г , , выраженные через силовые потом

- 11 -

оболочек и произвольные постоянные £13.

При циклическом симметричном на-гружении для оболочки на основании отношений (2) и (3) получаем уравнение, которое распадается на бесконечное число обыкновенных дифференциальных уравнений вида

4 2» | О '¿О

где ^ = ( О.гЗ-Вц, -п.(п Я )' .

Интегрируя уравнения изгиба стойки (лопатки) и определяя произвольные постоянные из граничных условий в точках соединения стоек с кольцами (Е- 0), получаем уравнения для углов поворота и прогибов стойки Ш.

Окружное перемещение полубесконечной цилиндрической оболочки при циклическом нагружении определяется решением уравнения (5)

Уоги(чХ)=С|аеЭп&1а(ра^)+Сге " (б)

где С,а , С2а - произвольные постоянные, определяемые через краевые амплитудные перемещения при X - 0.

На основании зависимости (6) записываются осевое перемещение Поп. (х ) и усилия Та ( X ), йп. ( X )•

Из условий совместности деформаций колец и оболочек получим систему уравнений,решая которуо находим силовые потоки и учитывающие влияние оболочек на кольцо при

циклическом симметричном нагружении. Аналогичным образом находятся также силовые потоки и , учитывающие влияние оболочек при циклическом кососимметричном нагружении.

По найденным силовым потокам получаем зависимости для уг-

лов поворотов и перемещений колец с учетом влияния оболочек.

Осесимметричное нагружение силового пояса вызывает радиальные перемещения цилиндрической оболочки для которых справедливо уравнение:

<■ А = аД)^ + Б1, С7]

¿х" 1

где У/оь - радиальное перемещение оболочки от осесим-метричной нагруаки: - внутренее давление в оболочке; t0 , сС0 - температура и коэффициент линейного расширения материал а ободочки.

Из решения уравнения (7) находится перемещение и угол поворота колец от осесимметричной нагрузки с учетом влияния оболочек С2].

Раскрытие статической не-

определимости задачи заключается в нахождении реакций стоек Р^ и с использованием полученных выше

решений для НДС колец, учитывающих влияние присоединенных оболочек, путем удовлетворения условиям совместимости деформаций колец и стоек.

В результате подучим векторно-магричное уравнение

АХ~ = Б , С8)

где А - квадратная матрица, элементы которой зависят от геометрических и жесткостных характеристик колец, оболочек и стоек, приведенных в 121; X - вектор искомых реакций стоек; В - вектор внешних усилий.

Иа уравнения (8) находятся внутренние силовые факторы в кольцах, позволяющие рассчитать напряжение в них, а найденные

реакции стоек позволяют рассчитать напряжения в последних.

-В частности, нормальные напряжения определяются $юрмулой

(3 = ^М^У^М^ + В^ , (12)

где х, , у, - координаты точки контура сечения в главных центральных осях 1,2; - главный секториальный момент инерции сечений; со - главная секториальная площадь.

В четвертом разделе приведены результаты расчетов силовых поясов двигателя Д-18Т на основе описанных выше математической модели и метода расчета сложных кольцевых систем с большим числом радиальных связей.

Анализ конструктивных особенностей известных серийно выпускаемых (двигатель Ш-211 самолета Боинг-747,Д-18Г - Ан-124,Ан-225, СГб-ЗССг, - А-310) и ряда находящихся на стадии доводки (БЕ-90--Боинг 777, Д18ТУ-ТУ304, ИЛ-96 и др.).отечественных и зарубежных ТРДД больших тяг для транспортной авиации показывает, что большинство силовых поясов выполнены именно по такой схеме. Обычно она реализуется при размещении узлов подвески двигателя к самолету на сопловых спрямляющих аппаратах Компрессора, имеющих большое число лопаток.

В качестве примера использования предложенного аналитического метода расчета, а также для решения конкретных задач проектирования и доводки двигателя Д-18Г были выполнены расчеты НДС силовых* поясов указанного двигателя.

Объект расчета ТРДЦ большой степени двухкон-турюсти Д-18Т был создан в ЗМКБ "Прогресс" для тяжелых дальних высокоэффективных транспортных самолетов АН-124 ("Руслан") и АН-225 ("Мрия"). Серийно выпускается и эксплуатируется с 1987 года, в дальнейшем предполагается его модификация и использование на самолетах АН-218 (Д18Т1), ТУ-304, 111-96 (Д 18ТХ)

ИЛ-96 и др. Основные его технические данные сравнительно с близкими зарубежными аналогами приведены ниже для взлетного режима (Н—0; М-0).

Таблица N 1

Двигатели ¥ »-ь со Д18ТХ | СР5-80Сг |Трент-800

Страны (Украина |Украина | США |Англия

1 1 1 1 Состояние в производстве!серийный|разрабог|серийный(опытный

Тяга, кГс | 23000 | 36000 | 2600 | 38400

Уд.расход топлива (крейсерск.реж. )кг/кгс 2 1 1 1 0,55 | 1 | 1 0,54 | 0,55 1 | 0,557 1

Степень повышения давления 1 1 1 1 I 25.1 | ■ 1 1 31,6 | 1 1 1 | 39,0 1

Степень двухконтурности 1 1 1 5,5 | 1 7,2 | 1 1 6

Силовая схема статора двигателя Д-18Т имеет две плоскости подвески двигателя к самолету, в которых расположены передний и задний силовые пояса (рис. 1).

Задний силовой пояс (рис. 4 а и б) выполнен в виде системы, состоящей уз наружного кольца с поперечным сечением открытого профиля и внутреннего кольца, закрытого треугольного профиля, соединенных 18-ю стойками - лопатками, а также присоединенными оболочками. На наружном кольце расположен задний узел

подвески двигателя к самолету.

Внешние нагрузки на силовые пояса определялись путем приведения к двум плоскостям подвески сил и моментов, возникающих при работе двигателя с учетом эволюции самолета, а именно: силы тяги, силы веса, гироскопического и тягового момента. В соответствии с особенностями конструкции узлов подвески помимо веса передней силовой пояс воспринимает тяговое усилие, а задний силовой пояс - крутящий момент и осе-вю силу от перепада давлений на корпусах опор роторов. Результирующие усилия Ус - 110,46 кНб Уд - 111,54 кН, - 8,14 Кн и Рх - 98,1 кН, соответствующие расчетному случаю "полет в неспокойном воздухе", приведены на рис. 46.

Кроме того, на стойки (лопатки) действуют газовые силы, интенсивности Ри( "Z ) и Ра ( z ) которых определены газодинамическими расчетами двигателя, а также отличия в температурах элементов пояса: внутреннее кольцо - 390°С, наружное кольцо -327 °С, стойки - 500сС, присоединительная оболочка - 327с С. Значения модуля упругости Е материалов элементов составляли,

соответственно: 155; 160; 145,7 и 160 гПа, коэффициента линей-

-б -6 -ь

ного термического расширения - 13,95-10 , 13,70-10 , 14,3-10

И 13;?061/Ь.

Расчет НДС заднего силового пояса проводился, исходя из расчетной схемы (рис. 5а), где Pc, Рд и Тс, Тд -нормальные и касательные проекции усилий Ус, Уд и 2д ; ^ иД - углы, показывающие местоположения стоек на наружном и внутреннем кольцах, а | и f - тангенциальности установки профилей стоек также на наружном и внутренних кольцах- соответственно.

Для упрощения расчета было принято шарнирное (безмомент-

ное) соединение стоек с силовыми кольцами вместо жесткой заделки. Проведенные оценочные расчеты показали, что это до щение приводит к увеличению изгибных напряжений в кольцах более, чем на 10%, что было отнесено в запас прочности.

В результате проведенного решения векторно-матричн уравнения (8) были получены следующие усилия в стойках (таб, ца 2):

Таблица N 2

Ш стоек| 1 | 1 2 I 3 | 1 | 4 I с 5 I 1 б I 1 1 7 |

1 Ы1,кН | 38,361 1 1 -28,72| 55,96| 1 65,70| 1 60,241 1 58,50| 56.3Ц

NN стоек| 8 | 9 | 10 | И 1 12 | 13 | 14 !

N1, КН | 51,05! 51,751 49,441 47.17| 44.961 42,85| 41,17|

NN стоек| 15 | 16 I 17 | 18 | 1 I

Щ,кН 1 35,45| 45.07 [127,241 65,35| 1 1 I

Эпюра изгибающих моментов М, ( М5 ) по периметру наруж ного кольца от действия усилий в стойках N| с учетоы усили в узлах подвески приведена на рис. 56.

Отсюда максимальное напряжение изгиба в сечениях Д ( $ - 30 ) и С. ( Ч5 -330) равны

'&„(!) ) - - 77,4 мПа и &ц ( С ) - -34,14 мЛа Напряжения растяжения, подсчитанные по формуле

п - 64,75 м Па.

Суммарные напряжения & ^ (D ) - 142,3 мПа и G_(C) -30,61 мПа.

С целью выяснения влияния предложенных у г о чнений модели силового пояса был проведен расчет кольцевой системы, подкрепленной изотропной, полубесконечной оболочкой от температурных расширений, внутреннего давления и осевого усилия. Кольца системы принимались швелерообразного профиля равной жесткости и соединенными 18-ю равномерно расположенными стойками. Темперагура колец и стоек соог-ветственно принималась равной tK - 500°С; - 670сС; t - 500сС. Материал кольцевой системы - жаропрочный сплав, осевая симметричная нагрузка равнялась 98,1 кН. Проведенный расчет показал, что учет деформации растяжения снижает усилия в стойках в 5 раз, а сдвига - на 207.. Значительное снижение усилий в стойках объясняется преобладанием деформаций растяжения в кольце и стойке над деформацией изгиба в кольце.

• Расчет кольцевой системы от осевой силы показал, что с учетом жесткости стесненного кручения Е эффективная крутильная жесткость существенно возрастает, что приводит к увеличению крутящего момента <31 з, в стойках примерно на 10%.

При этом, возникающие нормальные напряжения стесненного кручения •S'y, соизмеримы с напряжениями, вызванными остальными членами формулы (12).

Таким образом, предложенный учет деформации сдвига, растяжения и депланации поперечных сечений колец вносит существенную поправку в расчет кольцевых систем.

Экспериментальные проверки предложенных математической модели и метода расчета НДС силовых поясов неоднократно проводились путем прямого тензометрирова-

ния в процессах испытаний и доводки двигателя Д-18Т. Во в< случаях наблюдалась удовлетворительная сходимость эксперим! тальных и расчетных данных.

В качестве примера приведем основные результаты полу! турных стендовых испытаний заднего силового пояса двигат* Д-18Т, расчет НДС которого описан вше.

При испытаниях задний силовой пояс через статор турб* вентилятора жестко закреплялся на массивной плите (рис. 6), к нему в узлах крепления двигателя к самолету с помощью рыча ной системы прикладывались усилия ус , уд и соответс

вующие расчетному случаю "Полет в неспокойном воздухе". Прич за счет специальной конструкции рычага в точке Д прикдадыв лась результирующая сил уд и 2,д .

Осевая сила Рх - 1638 кН прикладывалась с помощью диск, закрепленного на заднем фланце внутреннего кольца и имеюще! центральное отверстие под болт со сферической головкой. Натр; жение проводилось с помощью электросиловозбудителей. Величш нагрузок контролировались динамометрами типа ДПУ.

Силовой пояс был препарирован тензорезисторами для опре деления напряжений в элементах пояса. Рассматривались показе ния тензорезисторов, наклеенных у узлов расположения элементе задней подвески Д и С, где имеют место наибольшие изгибающи моменты. В этих точках с помощью прибора ЦТМ-3 регистрирова лись относительные деформации S- тензирезисторов с последуя: щим пересчетом в напряжения по формуле <э - Е&. . Нагружение проводилось ступенями через каждые 20% от макси малыш величин нагрузок. На кздшй ступени снималась показа ния тензорезисторов, которые для режима максимального нагруже ния приведены в таблице N 3.

Таблица N 3.

Узел |Реборды | Показания тензорезисторов , мПа ,мПа

| левая | | -76,52 | -78,48 | -68,67 | -87,31 1

С 1 ! 1 ■ 1 1 1 | -83,75

I правая | | -89,27 | -100,9 | -70,63 | -91,23 1

| левая | 1 101,06 1 104,0 | - 1 1 _ 1

д 1 1 I 1 1 1 | 93,20

| правая | ! 82,40 1 84,34 | ! - 1 1

В результате проведенного расчета были получены следующие значения усилий в стойках, учитывающие деформации колец и присоединенных оболочек.

Таблица N 4

NN стоек| 1 1 1 2 I 1 з 1 1 4 I 1 5 I 1 6 I 1 1 7 1

N1, мПа 1 1 -12,06| 1 -77,88| 1 5,21| 1 14,76| 1 9,41| 1 7,69| 5,55|

NN стоек| 8 I 9 I ю | 11 | 12 ' ) 13 | 14 |

N¡.,N(10.1 3,34) 1,67| -1.19| -3,4Ц -5,59| -7,66| -9,30|

NN стоек| 15 | 16 | 17 1 18 | 1 1

Ь1'и,нПа |- ■12,42| -5,18 |- -95,661 14,42| 1 1 1

- 20 -

От действия этих усилий и нагрузок в узлах подвески кг бающие моменты в сечениях кольца С и Д составили М Л С —2,80 кНм и М,(Д ) - 3,14 кНм. Соответствующие напряже изгиба равны (Эи ( С ) - -82,40 мПа и £>„ (Д ) - 92,31 мБ Таким образом, полученные расчетные значения напряжений пр тически совпадают с экспериментальными данными, приведенным таблице N 3.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Предложена математическая модель типичных для стато] современных авиационных ГТД сложных кольцевых систем, включг щая присоединенные оболочки и учитывающая деформации сдвш растяжения и депланацию поперечных сечений силовых коле!: профилями открытого типа.

2. На основе предложенной математической модели разраб тан аналитический метод расчета НДС силовых поясов статор направляющих, спрямляющих и сопловых аппаратов и корпусов оп роторов двигателей.

Универсальность модели позволяет проводить расчеты сил< вых поясов как о малым, так и с большим количеством радиальш элементов (стоек, лопаток и др.), а также разработать мето; расчета сложных кольцевых систем на колебания и удар.

3. С помощью предложенного метода были выполнены расчез НДС спрямляющих и сопловых аппаратов, опор ротора и силовь поясов двигателей Д-18Т и Д-27. Основные результаты расчет заднего силового пояса двигателя Д-18Т приведены в диссертаци и автореферате в качестве иллюстрации.

4. Оценка значимости предложенных уточнений математи ческих моделей сложных кольцевых систем была выполнена пр

анализе НДС заднего силового пояса двигателя Д-18Т, вызываемого неоднородностью температур его элементов. Оказалось, что учет деформации растяжения может снизить температурные усилия в стойках (лопатках) в пять раз.

Показано, что учет деформации сдвига от температурных воздействий снижает усилие в стойках заднего силового пояса двигателя на 20%.

Исследовано влияние жесткости стесненного кручения, которая приводит к увеличению крутильной жесткости и увеличению крутящего момента примерно на 10Х.

5. Выполнен ряд экспериментальных проверок предложенного метода расчета, в том числе полунатурные стендовые испытания заднего силового корпуса двигателя Д-18Т, которые показали хорошую сходимость экспериментальных и расчетных данных.

6. Предложенный метод был внедрен при проектировании серийно выпускаемых двухконтурных турбореактивных двигателей Д-18Т для тяжелых дальних высокоэффективных транспортных самолетов АН-124 ("Руслан"), АН-225 ("Мрия") и опытного винтовен-тиляторного двигателя нового поколения Д-27 самолета АН-70.

По теме диссертации опубликованы следующие работы:

1. Жуков ЕЕ , Колесников Е И. Расчет силовых поясов ГТД. Сообщение 1. "Проблемы прочности", 1981, N 8, с. 39-44.

2. Жуков Е Е , Колесников Е И. Расчет силовых поясов ГТД. Сообщение 2. "Проблемы прочности", 1981, N 8, с. 45-48.

3. Колесников Е И. и др. Расчет на прочность основных силовых корпусов трехвального ТРДЦ Д-Зб. Технический отчет N 208/76-35, ЗМКБ "Прогресс", 1976 г.

4. Колесников Е И. и др. Трехвальный ТРДД Д-18Т. Расчет на прочность и устойчивость основных силовых корпусов. Техни-

ческий отчет N 278/78-18, Запорожье, ЗМКБ "Прогресс", 1978 г.

5. Колесников В. И. и др. Двигатель Д-27. Расчет на прочность и устойчивость силовых корпусов. Технический отчет, N 35/90-27, Запорожье, ЗМКБ "Прогресс", 1990 г.

Колеси!ков Е I. Аналничний метод розрахунку силових пояс i в ав1ац1йних газотурб1нних двигушв. Дисертац^я на здобуття наукового ступеня кандидата техшчних наук за спещальностк 05.07.05 - теплов! двигуни, Л1тааьних anapaTiB. Хартвський ав1ад!йний 1нститут, XapKiB, 1996.

Запропонована математична модель та метод розрахунку НДС складних к1льцевих систем, типових для CTaropiB ав!ац!йних двигун^в. До модели додатково залучен! cyMicHi з к^льцями обо-лонки, а також ураховано ряд деформащйних фактор!в, якими ранше нехтували. Зроблено оценку впливу запропонованих уточ-нень моделi та экспериментальна перев1рка методу в щлому. Ви-конан1 розрахунки спрямляючих та соплових апараив, onip ротору та силових пояс!в двигуна Д-18Т (л^таки Ан-124 "Руслан", Ан-225 "Мрия") та Д0СЛ1ДН01<0 гвинтовентиляторного двигуна Д-27 (л1так Ан-70).

Kolesnikov V. I. Analytical method of aviation gas turbine engines power belts calculation. Thesis for an academic degree of a candidate of technical sciences on a speciality 05.07.05 - aircraft heat-engines. KhAI, Kharkov, 1996.

Uathematical model and method for calculation of a stress-deformated condition of complex ring systems typical

I

Статор двухконтурного турбореактивного двигателя Д-18Т

Рис. 1

Основные силовые факторы в кольцах, стойках (а) и оболочках (б) силового пояса

б)

№

« — -г-

ц •

р.

г

1'

ц • V

р."

Рис.2

Силовые факторы в оболочке (а) и. поперечном сечении стойки (6)

б)

-Рис.3

Внешний вид (а) и продольный разрез (б) заднего силового пояса

_ 7 - опора ротора

Рис. 4,

Расчетная схема (а) и эпюра изгибающих моментов (б) по наружному кольцу силового пояса »

Внешний вид испытательного стенда

Рис.6

for modern aviation turbine engine stator are offered. A casing adjacent with rings is included in model additionally, as well as a number of earlier negliged defomational factors is discounted. Evaluation of the importance of offered model refinements and experimental check of a method as a whole is executed. Calculations of guide and exhaust vanes, support of a rotor and power belts of Д-18Т turbofan (An-124 Ruslan and An-225 Mriya planes) and experimental Д-27 propfan (An-70 plane) are implemented.

Ключов1 слова: газотурбшний двкгун, кдльцев1 системи статору, модель, метод розрахунку, випробування.

1996 г. НЮ

Тиран 80 экз. ЗМКБ "Прогресс"