employee
Bryansk, Bryansk, Russian Federation
employee
Bryansk, Bryansk, Russian Federation
employee
Bryansk, Bryansk, Russian Federation
employee
Bryansk, Bryansk, Russian Federation
UDK 629.039.58 Вопросы безопасности: выбор места, защитная оболочка, анализ аварий. Опасности, связанные с работой реактора
UDK 62-592 Тормоза и способы торможения
BBK 393 Автодорожный транспорт
The study objective is to substantiate the possibility of using products made of composite materials instead of metals in the automotive industry, in particular, for air tanks of the braking system of KAMAZ vehicles. The problem to which the paper is devoted is to provide the possibility of replacing metal products of the car braking system with products made of composite materials, for example, for air tanks. Research methods. A mathematical model of the loading conditions of heated cylindrical shells of vessels made of composite materials under axial loading is substantiated, the basics of some issues to use cylindrical shells in the problems of dynamic deformation of shell structural elements are justified. The novelty of the work. For the first time in the automotive industry, the possibility is theoretically and experimentally substantiated to replace metal products with products made of composite materials, which in terms of their technical characteristics, weight, temperature and strength are not inferior or superior to metal ones, in particular, ensuring corrosion resistance, tightness and safety. The results of the study. As a result, it was found that after removing the load and cooling down, the walls of the shells remain in the same position which they occupied at the time of buckling, and the surface disintegration in the area of the wave crests was not detected. However, upon visual inspection of the cross-sections of the shells, wall delamination is observed, with increasing temperature, the value of the critical load decreases and tends to zero at a certain limit temperature. Conclusions: The studies conducted allow to conclude that in terms of weight, temperature and strength characteristics, composite materials are not inferior and even superior to metal ones in ensuring corrosion resistance, tightness and safety of operation. In the automotive industry, products made of composite materials can improve the reliability and safety of vehicle systems, including braking, reduce accident rates for transport processes, reduce injuries and death of people.
accident, injury, hazardous production facility, danger, tank, cylinder, shell, experiment, operational safety, technical characteristics
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. Akinin SA, Nurmehamitov MN, Yakunin VN. Service book of KAMAZ vehicles. Naberezhnye Chelny; 2010.
2. Babushkin AV. Mechanics of composite materials and structures: a course of lectures. Perm: Publishing house of Perm State Technical University; 2017.
3. Belozerov LG, Kireev VA. Composite shells under force and thermal influences. Moscow: Fizmatlit; 2003.
4. Belozerov LG, Vasilyev AB, Kireev VA. Design, calculation and testing of structures made of composite materials. Moscow: TsAGI; 1974.
5. Vasilyev AP. Development of polymer composite materials based on polytetrafluoroethylene with carbon fibers and natural fillers: kaolin and vermiculite [dissertation]. [Kazan (RF); 2020.
6. Vasilyev VV. Mechanics of structures made of composite materials. Moscow: Mashinostroenie; 1988.
7. Galinskaya OO. Design of structural elements of rocket complexes made of composite materials. St. Petersburg: Baltic State Technical University; 2014.
8. Golovkin GS. Design of technological processes for manufacturing products of polymer materials. Moscow: Khimiya, ColosS; 2007.
9. Gorbachev VI, Kabanova LA. On stating the problems in Kirchhoff–Love theory of nonhomogeneous anisotropic plates. Bulletin of Moscow University. Mathematics. Mechanics. 2018;3:43-48.
10. GOST 34347-2017. Steel welded vessels and apparatus. General specifications: Equipment and Technologies for Oil and Gas Production and Processing, Moscow: Standartinform; 2018.
11. Kolmogorov GL, Melnikova TE, Azina EO. Application of Bubnov-Galerkin method to assess the stability of anisotropic plates. Construction Mechanics of Engineering Construction and Buildings. 2017;4:29-33. DOI: 10.22363/1815-5235-2017-4-29-33
12. Vasilyev VV, Protasov VD, Bolotin VV. Composite materials: handbook. Moscow: Mashinostroenie; 1990.
13. Industrial safety of hazardous production facilities: Federal law adopted by the State Duma on 21.07.1997. Collection of Legislation of the Russian Federation; 30, 28.07.97.
