ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ КОМБИНИРОВАННОГО БАЛЛОНА ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ

Решение вопросов надежности и технологичности изготовления баллонов высокого давления для компрессоростроения, снижение их удельной массы и габаритов, по-прежнему, остается актуальной задачей [1]. Один из подходов к решению этой задачи – применение комбинированных баллонов. Сочетание относительно жесткой металлической оболочки и оболочки, изготовленной методом намотки высокопрочных волокон (стеклянных, борных, углеродных), пропитанных эпоксидным связующим, позволяет снизить удельную массу комбинированных баллонов по сравнению со стальными баллонами, примерно, на 50%.

При работе комбинированных баллонов из-за существенного различия модулей упругости материала одни слои оболочки, как правило, оказываются перегруженными, другие недогруженными. Кроме того, стеклопластиковые части баллона должны быть покрыты дополнительным защитным слоем из высокопрочного пластика или металла. Указанные причины снижают надежность таких конструкций, увеличивают удельную массу баллонов и усложняют технологию их изготовления. Поэтому при создании конструкций облегченных газовых баллонов особое внимание уделяется выбору их оптимальной геометрической формы, что позволяет в сочетании с применением новых композиционных материалов исключить возможность появления значительных изгибных деформаций стенок баллона и обеспечивает условие их равнопрочности.

В данной работе проводится исследование напряженно-деформированного состояния (НДС) усовершенствованной конструкции многослойного баллона (рис.1), предлагается вариант оптимальной геометрической формы, что в сочетании с рациональным распределением физико-механических свойств материала отдельных слоёв позволит создать условия равнопрочной работы стенок баллона по толщине, повысить его эксплуатационные показатели и надежность.

На рис.1 изображено сечение комбинированного баллона в продольном направлении.

Комбинированный баллон давления содержит внутреннюю полиэтиленовую оболочку 1, несущую стеклопластиковую оболочку 2, цилиндрическая часть которой выполнена в виде набора тороидальных сегментов 3. В торцевых участках несущей стеклопластиковой оболочки 2 расположены формирующие детали сферических днищ 4. Тороидальные сегменты 3 усилены в местах их стыка шпангоутами 5, выполненными из углепластика. Кроме того, несущая стеклопластиковая оболочка 2 защищена с внутренней стороны полиэтиленовой оболочкой 1, а с наружной – стальной обшивкой 6, которая состоит из круговой цилиндрической оболочки 7 и сферических днищ 8, контактирующих со сферическими днищами 4 несущей стеклопластиковой оболочки 2.

Расчёт НДС проводился на базе программного комплекса ANSYS 7.0. Конечно-элементная модель включает 1896 8-ми узловых элементов PLANE82, что позволяет получить более точные результаты для смешанных автоматических разбивок и позволяет смягчить нерегулярность разбивки без потери точности. При этом 8-ми узловой элемент имеет хорошо совместимые картины перемещения и, следовательно, подходит для криволинейных границ. Для моделирования анизотропии физико-механических характеристик материала баллона были введены дополнительные системы координат ортотропных элементов [2].

Расчётная модель комбинированного баллона высокого давления представлена на рис. 2. Задача решается в осесимметричной постановке. В качестве осей симметрии приняты ось вращения и ось симметрии, проходящая через середину длины баллона.

Для расчёта приняты следующие геометрические размеры баллона: R=0,16 м – радиус полусферы; r=0,11 м – радиус кривизны тороидального сегмента; R0=0,05 м – расстояние от оси вращения оболочки до центра кривизны тороидального сегмента; h1= 0,007 м – толщина стальной обшивки; h2= 0,02 м – толщина стеклопластиковой оболочки; h3= 0,025 м - радиальный размер шпангоута из стеклопластика; h4= 0,015 м – радиальный размер внешнего стального шпангоута; h5= 0,0015 м – зазор, введенный для предотвращения контакта стеклопластиковой тороидальной оболочки со стальной обшивкой (определён при расчёте); а1= 90° –угол охвата полусферы; а2= =120° –угол охвата гофра; L1= 0,152 м; L2= 0,06 м; L3= 0,3164 м.

Шпангоуты рассматриваются как отдельные кольца, поперечные сечения которых моделируются при помощи криволинейных треугольников. Для снижения напряжений в зоне краевого эффекта при сопряжении стальных сферических днищ с цилиндром дополнительно устанавливается стальной шпангоут. Между стеклопластиковой тороидальной оболочкой и стальной обшивкой предусмотрен зазор h5= 0,0015 м, что позволяет избежать контакта тороидальных сегментов с обшивкой. Система воспринимает внутреннее давление Р= 20 МПа.

Между отдельными сопряжёнными слоями рассматриваемой конструкции выполняются условия идеального контакта, то есть напряжения и деформации в точках контакта слоёв одинаковы по величине. Задача решается в осесимметричной постановке, так как баллон имеет форму оболочки вращения, кроме того, поперечное сечение баллона симметрично относительно осей OX и OY, поэтому в качестве граничных условий рассматриваемой плоской задачи теории упругости можно использовать условия симметрии.

Поскольку задача осесимметричная, то вводится цилиндрическая система координат r и а в плоскости продольного сечения модели (см. рис. 2). Радиальная ось по направлению совпадает с нормалью к криволинейной границе ортотропного элемента конструкции. Оси X,Y и Z в совокупности образуют правую тройку векторов.

Физико-механические свойства материалов приняты с учётом того, что общивка и подкрепляющее кольцо выполнены из стали, а днище, тороидальная оболочка и шпангоуты – из стеклопластика [3].

Для сравнения проведен расчёт стального и комбинированного баллонов высокого давления классической формы. Стальной баллон рассчитывался по ГОСТ14249-89 [4]. Комбинированный баллон традиционной формы моделировался и рассчитывался аналогично предложенному ранее алгоритму.

Картина деформированного состояния для комбинированного баллона представлены на рис. 3. На рис. 3, а значительно увеличен масштаб перемещений (М 1:25). Из рис 3, б, где масштаб деформаций 1:1, видно, что стеклопластиковая оболочка, выполненная в виде набора тороидальных сегментов, при нагружении не контактирует со стальной обшивкой.

Проведенные расчеты показали, что рассматриваемая конструкция комбинированного баллона высокого давления позволяет заметно уменьшить величину окружных и продольных напряжений по сравнению с аналогичными величинами баллона традиционной формы.

Распределение эквивалентных напряжений (III теория прочности) в точках продольного сечения рассматриваемого баллона высокого давления представлено на рис. 4, а. На рис. 4, б дана картина напряжений в зоне А.

Как видно из рис. 4 эквивалентные напряжения не превышают 200 МПа в стальной обшивке и 150 МПа в элементах из стеклопластика, исключая малые участки в зонах концентраторов напряжений. При этом величина максимальных напряжений в концентраторах напряжений ниже предела прочности углеродистой стали (ГОСТ 9731-79 [5]). Присутствие малонагруженного сферического стеклопластикового элемента конструкции баллона обусловлено технологически. Как видно из рис 4а тороидальная цилиндрическая оболочка работает весьма интенсивно и является достаточно жёсткой конструкцией. Наличие шпангоутов позволяет снизить радиальные перемещения гофров на 0,0004 м.

Согласно типовой методике расчёта ГОСТ 14249-89 [4] толщина стенки цилиндрической части стального баллона должна быть не менее S=0,02615 м и днища S1=0,011267 м.

Напряжённое состояние комбинированного баллона высокого давления классической формы (III теория прочности), где h1= 0,007 м – толщина стальной обшивки и h2= 0,02 м – толщина стеклопластиковой оболочки, дано на рис. 5.

Анализ напряжённого состояния такого баллона позволяет сдёлать вывод, что внутренняя стеклопластиковая оболочка, так как модуль упругости стеклопластика на порядок ниже модуля упругости стали, практически передаёт большую часть нагрузки на более жёсткую внешнюю стальную оболочку.

Изготовление тороидальной цилиндрической или сферической оболочек из композиционных материалов с более высокими физико-механическими характеристиками, чем у стеклопластиков приводит к росту эквивалентных напряжений в зонах контакта слоёв с различными упругими свойствами.

Анализ результатов расчета НДС предлагаемой конструкции комбинированного баллона показывает, что эффективность работы комбинированных баллонов классической формы можно значительно повысить путём замены цилиндрической (стеклопластиковой) части баллона набором тороидальных сегментов. Кроме того путём варьирования углов армирования отдельных слоёв тороидальной оболочки удаётся достичь условий равнопрочной работы материала такой конструкции. Жёсткость составной тороидальной оболочки в радиальном направлении обеспечивается устройством усиливающих шпангоутов в местах стыка сегментов. Указанные шпангоуты практически исключают появление нормальных перемещений вдоль экватора отдельных тороидальных сегментов. Деформативность несущей стеклопластиковой оболочки в продольном направлении устраняется жёсткой вдоль оси баллона стальной защитной оболочкой.

Предложенная конструкция комбинированного баллона имеет массу 122 кг, что примерно на 50 кг меньше массы стального баллона традиционной формы, рассчитанного по ГОСТ 14249-89 [4], и 80-ти литрового баллона из углеродистой стали, эксплуатационные характеристики которого приведены в ГОСТ 9731-79 [5]. Снижение массы баллонов на 29% даст существенные преимущества при их эксплуатации.

Труды XIII международной научно-технической конференции по компрессоростроению. Сумы 2004