книги из ГПНТБ / Сапожников, В. М. Прочность и испытания трубопроводов гидросистем самолетов и вертолетов
.pdfИспользуя выражения для полного гидравлического удара и соотношение Т0 — 21/а, получим
1уІѴ0
ЛРул (2. 12)
ТК
Если выразить / — длину трубопровода в м, w — расход жидкости в л/мин и d — внутренний диаметр трубопровода в мм, то
дР' |
= k — |
—- кгс/см2, |
|2. |
13) |
уд |
Т к |
d |
|
|
где /г = 150—170— коэффициент, |
учитывающий |
постоянные |
ве |
личины и зависящий от плотности у используемой жидкости.
5. НАГРУЗКИ ОТ ВОЗДЕЙСТВИЯ ПУЛЬСИРУЮЩЕГО ПОТОКА ж и д к о с т и
Пульсация давления и скорости в потоке жидкости создается насосами. Поскольку периодическое изменение давления жидко сти в трубопроводе может вызвать его поперечные колебания, то анализ амплитудно-частотных характеристик представляет зна чительный интерес.
Исследования показали, что амплитуда давления в значи тельной степени зависит от рабочего давления жидкости в си стеме, а также от частоты пульсации'давления.
Максимальные зарегистрированные значения амплитуд пуль сации давления составили для семиплунжерного насоса Ра — = 12 кгс/см2 и для девятиплунжерного Ра = 5кгс/см2. Обработка экспериментальных данных на нормально-вероятностной бумаге показала, что при 0,5% вероятности появления события ампли
тудные значения Ря могут достигать |
соответственно |
45 и |
15 кгс/см2. |
|
|
Во всем исследованном диапазоне частот (от 50 до 800 Гц) |
||
кратность частоты соответствует количеству плунжеров. |
рост |
|
С увеличением рабочего давления жидкости (Q = const) |
||
амплитуды наблюдается до значений |
Ppa6'=100—150 кгс/см2. |
При дальнейшем увеличении Рраб Ра несколько снижается. Это обстоятельство связано очевидно с упругими характеристиками рабочей жикости.
С увеличением частоты пульсации давления увеличение амп литуды пульсации давления наблюдается в интервале от 50 до 300 Гц. Дальнейшее увеличение частоты приводит к снижению Ра в 1,5—2 раза (при Q^600 Гц).
Источниками пульсирующего потока жидкости могут слу жить также периодически срабатывающие агрегаты, такие, на пример, как краны растормаживания тормозных устройств шас си. Амплитуды колебания давления в- этом случае могут дости гать до 50—60 кгс/см2 при Q = 40—-100 Гц.
40
Такие величины Ра являются недопустимыми. В этих случаях необходимо использование гасителей колебании давления.
При некоторых условиях возможно возникновение внутренне го резонанса в системе, который может существенно изменить давление жидкости в трубопроводах, а также "привести к возбуж дению резонансных колебании отдельных участков трубопрово-
'дов.
Вцелях изучения этого явления в Советском Союзе [35] и за рубежом проведен ряд исследований. На специально спроектиро ванной установке с пульсатором было проведено испытание тру бопроводов, заполненных жидкостью и составленных из прямо линейных и криволинейных участков.
При испытаниях было уделено внимание резонансным явле ниям в трубопроводах, общему акустическому сопротивлению (импедансу) п затуханию единичного импульса давления вслед ствие действия рассеивающих сил в жидкости.
Для оценки динамических характеристик сложной гидравли ческой системы авторы изучали характеристики ее простых со ставных элементов, в частности, прямолинейных и криволиней ных труб.
Вначале проводилось испытание простейшей неразветтленнон системы, состоящей из прямого трубопровода, заполненного жидкостью. При следующих испытаниях к прямолинейной трубе присоединяли патрубок сложной конфигурации и испытания пов торяли, а полученные результаты, сравнивали между собой. Та ким образом определяли влияние изогнутых участков на дина мические характеристики трубопроводов.
Первую резонансную частоту колебаний жидкости в трубо проводе можно определить с учетом того, что время одного цик ла изменения давления
Т = — . |
’ |
(2.14) |
а
Отсюда
. (2- 15)
где а — скорость распространения импульсов давления в трубо проводе;
/ — длина трубопровода.
Резонансные явления в трубопроводе могут иметь место при пульсациях давления, создаваемых источником с частотами со„, ЗсОл, 5tön и т. д.
Результаты экспериментов показаны на рис. 2.5. По оси ор динат отложено значение акустического импеданса, определяе мого как отношение давления в некоторой точке жидкости к ско
41
рости частиц, движущихся под действием этого давления, т. е.
Ра |
. |
(2. 16) |
Шя |
||
Р а Sin ср |
Р а COS <р |
|
Шя |
Qdl |
|
где 2 — значение импеданса в полярных координатах; |
|
|
Ра — пиковое значение пульсации давления; |
|
|
|
г ти I |
|
|||
|
|
|
|
^ . |
|
|
|
|
|
|
\| |
► |
|
|
|
|
|
J |
|
|
'0 |
30 |
60 |
90 |
120 |
ги, |
|
|
|
|
Частота |
|
||
|
|
|
5) |
|
|
|
Рис. 2.5. |
Частотные характе |
|
||||
ристики |
трубопроводов: |
|
|
|||
а— |
|
Сз |
и —изогнутого |
|
||
сопротивлением; |
|
|||||
прямого; |
—прямого |
с |
местным |
|
||
0) |
|
|
|
|
|
|
da— пиковое значение амплитуды колебаний |
частиц |
жид |
||||
кости; |
|
|
|
|
|
|
ср — фазовый угол между Ра и da; |
|
|
|
|
|
|
Q — вынужденная угловая частота; |
|
|
|
|
|
|
со — угловая частота овободных колебаний; |
|
|
|
|||
у — амплитуда ускорения. |
|
|
|
|
|
|
Из данных на рис. 2.5 видно, что абсолютные значения им педанса при первой и второй резонансных частотах достигают конечных значений, а не возрастают до бесконечности. Это обьясняется наличием рассеяния энергии колебаний в жидкости.
При втором опыте в начале трубы был установлен патрубок в виде диффузора с уменьшенным поперечным сечением.
42
Это привело к некоторому увеличению значений резонансных частот (см. рис. 2.5, б), а пики импеданса уменьшились. Особен но уменьшилась величина второго импульса импеданса при ча стоте 110,2 Гд. Полученные изменения можно объяснить влия нием отраженной волны, возникающей в патрубке.
При третьем эксперименте был установлен криволинейный 5- образный участок трубопровода (см. рис. 2.5, в), что способство вало значительному уменьшению пиков импеданса в области резонансных частот.
Приведенные результаты получены при рабочем давлении в жидкости, равном нулю. Повышение давления оказывает значи тельное влияние на импеданс.
Анализ показывает, что с увеличением давления при собст-
р
венной частоте— = 1 происходит значительное увеличение пмпе-
СО
дапса и незначительное уменьшение его при второй резонансной
р
частоте— = 2.
ш
При определении некоторых динамических характеристик си стемы необходимо знать ее рассеивающие свойства. Для этой цели определяют логарифмический декремент затухания в си стеме.
Результаты экспериментального определения логарифмическо го декремента затухания колебания давления в жидкости АМГ10 в трубопроводах различного диаметра приведены на графи
ке (рис. 2.6), Величина декремента затухания возрастает с уменьшением
внутреннего диаметра трубопроводов. В данном случае получе на его суммарная величина, учитывающая внутреннее трение в жидкости, трение жидкости о стенку трубопровода, внутрен нее трение в материале стенок трубопровода, совершающего ко лебания вместе с заключенной в нем жидкостью, затухание ко лебаний вследствие рассеяния энергии на сжатие пузырьков воздуха, находящегося в жидкости.
Учитывая исследования [3, 18], полученные результаты можно объяснить относительным возрастанием трения жидкости о стен ки трубопровода.
В качестве сравнения на графике1приведена точка, получен ная при испытаниях для трубопровода размером 15x1,0 мм из стали 20А, установленного в гидравлической системе само лета.-
Следует отметить, что на величину затухания особенно силь ное влияние оказывает присутствие пузырьков воздуха в жид кости. Так, например, при определении частотных характеристик прямых трубопроводов, проведенных при атмосферном давлении, было отмечено, что в начале опыта вследствие наличия пузырь ков воздуха в жидкости пульсация давления была на 25% ниже, чем при дальнейших испытаниях.
43
В результате проведенных экспериментов можно сделать вы вод, что резонансные частоты простой неразветвленноіі трубо
проводной системы можно рассчитывать с достаточной степенью точности.
Рис. 2.6. Экспериментальная зависимость декремента затуха ния у от внутреннего диаметра стального трубопровода
Величину импеданса трубопроводной системы можно опреде лить при помощи экспериментов.
6. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ НАГРУЗК'И
В процессе эксплуатации подавляющего большинства гидравли ческих передач в конструкции, к которой они крепятся, темпе ратура трубопроводов непрерывно меняется. Так, например, тем пература рабочей жидкости и трубопроводов на современных транспортных самолетах в зависимости от времени года пли трассы полета может меняться в пределах от —60° С до + 120° С, причем перепад температуры между каркасом фюзеляжа и тру бопроводом АТ на земле и в полете может достигать 140°—160°.
Еще более высокие значения температур достигаются на сверхзвуковых самолетах, у которых происходит нагрев фюзеля жа за счет аэродинамического нагрева, так как при больших скоростях полета нагревание тела вследствие торможения возду ха может быть весьма значительным.
Температура фюзеляжа может быть приближенно подсчитана по следующей формуле
•^Ф—Т0 - 2000 |
(2. 17) |
где Тф — температура на поверхности фюзеляжа вследствие аэро динамического нагрева;
Т0— температура окружающего воздуха; V.— скорость полета.
На рис. 2.7 представлена зависимость повышения температу ры трубопроводов в зоне гидравлического насоса в зависимости от времени полета, записанная на одном из сверхзвуковых само летов. Из представленного графика можно судить, что повыше ние температуры происходит до 200—220° С. При этом темпера тура жидкости в трубопроводе не превышала 120° С. В данном случае наблюдался также весьма ощутительный перепад темпе ратур между конструкцией и трубопроводом в 100° С.
44
Как известно, при нагреве удлинение металлов пропорцио нально длине и приблизительно пропорционально температуре, так как коэффициент температурного удлинения в свою очередь зависит от температуры. Однако это отклонение от закона про порциональности весьма незначительно и поэтому температурные удлинения принимаются пропорциональными длине и изменению температуры. Система трубопроводов любой конфигурации удли няется (сокращается) в направлении прямой, соединяющей ее конечные точки. Величина температурного удлинения равняется произведению коэффициента температурного удлинения на раз-
Рис. 2.7. График зависимости изменения температуры трубопроводов в зоне насоса на сверхзвуковом са молете
ность температур и на расстояние по прямой между конечными точками системы /0, т. е.
Д^ = Р (Г*— 7\)/0, |
(2.18) |
где iß — коэффициент линейного расширения; |
|
/о — первоначальная длина между |
конечными точками |
системы; |
силового набора с об |
Т2 пТі —температура трубопровода и |
|
шивкой. |
|
Поскольку коэффициенты линейного расширения стали, из |
которой сделаны трубопроводы, и дуралюминошых сплавов, из которых изготовлен силовой набор и обшивка, весьма различ ны, то в трубопроводах могут возникнуть весьма значительные нзгибные и растягивающие напряжения.
В первом случае, когда температура обшивки ниже темпера туры трубопровода, база между концами трубопровода сокраща ется по сравнению с номинальной, а сам трубопровод удлиняет ся по сравнению с номинальными размерами. В этом случае про исходит сжатие детали из трубы и поскольку она обладает малой устойчивостью, то труба теряет устойчивость и изгибается, при чем максимальные деформации происходят в тех сечениях, ко
45
торые обладают малыми моментами сопротивления (инерции),
т.е. участки со сплющенным поперечным сечением.
Втом случае, когда температура обшивки выше температуры
стального трубопровода, трубопровод растягивается и в нем по являются осевые напряжения растяжения, поскольку база меж ду креплениями трубопровода увеличивается на Д/і, а сам тру бопровод на величину Д/2<Л/і. Вследствие того, что коэффици ент линейного расширения обшивки больше коэффициента линейного расширения трубы (обшивка из дуралюминового сплава, труба стальная), то Д/і>Д/2 и в том случае, если темпе ратура обшивки II трубопровода будут одинаковыми, но -выше температуры, при которой производилась сборка самолета.
Вследствие чрезмерных растягивающих напряжений у пря мых трубопроводов наблюдаются случаи смятия развальцован ной части под ниппелем и вырыва трубопровода из соединения. Если материал трубы обладает меньшей пластичностью, то про исходит разрушение по ослабленному сечению. Если трубопро вод плоской пли пространственной конфигурации, то происходит его растяжение с максимальными деформациями в ослабленных сечениях.
Более сложные нагрузки от температурных деформаций пре терпевают сложные трубопроводы, т. е. такие, которые имеют не сколько ответвлений.
Температурные деформации труб могут быть также и сопут ствующие (выше были разобраны температурные деформации, обусловленные ТУ, исходя из объективных условий работы).
Сопутствующие температурные деформации могут быть выз ваны недостаточно продуманной и выполненной изоляцией тру бы от воздействия интенсивных источников тепла (камера сгора ния, турбина); нарушением нормального режима работы систе мы, вследствие чего может значительно'Повыситься температура рабочей жидкости и другими, аналогичными причинами, вызы ваемыми либо несовершенством конструктивной отработки си стемы, либо неграмотной эксплуатацией.
Надежность работы гидравлических систем зависит также от градиента температуры.•
Величина градиента зависит от разности температур рабочей жидкости и трубопровода. Наибольшие градиенты наблюдают ся в соединениях. Циклическое воздействие градиента темпера тур может привести к разгерметизации стыка, а также способст вует усталостному разрушению трубопроводов.
В отдельных случаях нагрев трубопроводов и их соединений может достигать температуры 500° С и более. При резкой смене теплового режима (подача холодной жидкости) в результате различия в радиальных и линейных температурах деформаций элементов соединения усилие сжатия Рс деталей резко падает, что приводит к разгерметизации стыка.
46
Линейную деформацию элементов соединения в этом |
случае |
можно определить по формуле |
|
8<Д=[агД/'г/г — (ашдгш/ш+ аиД/н/н)], |
' (2- 19) |
где аг, аш и а» — коэффициенты линейного расширения |
гайки, |
штуцера и ниппеля; |
|
A4, А4п, A4 — изменение температуры гайки, штуцера и нип |
|
пеля за расчетный промежуток времени; |
|
4, /ш и /„ — длины (расчетные) гайки, штуцера и ниппеля.
Линейная и радиальная деформация по резьбе |
может быть |
выражена так |
(2. 20) |
bsl= S(arAtr — |
|
где 5 — шаг резьбы; |
|
|
(2.21) |
где dcp— средний диаметр резьбы.
Суммарный зазор в соединении по наружному конусу
2 И = (s, + tg f ) sir. f . (2. 2 2 )
где у— угол профиля резьбы; и — угол развальцовки раструба.
Величины бsi и бы значительно меньше величины деформа
ции öi, поэтому для практических расчетов |
выражение ' (2.22) |
||
примет вид ' |
а |
|
|
— о, sin |
(2.23) |
||
Т |
Из выражения (2.23) следует, что для сохранения герметич ности стыка в условиях перепада температур при неравномерном охлаждении необходимо поівыснть либо момент затяжки, либо величину податливости элементов соединения. Повышение Мзах нежелательно, так как оно связано с перенапряжением элемен тов стыка. Поэтому для сохранения герметичности соединений целесообразно увеличивать податливость элементов соединений.
7. ВИБРАЦИОННЫЕ НАГРУЗКИ
Трубопроводы самолетных гидравлических систем работают в условиях вибрационных нагрузок, которые вызывают попереч ные колебания.
Известно, что поперечные колебания трубопроводов, при ко торых возбуждаются изгибные осевые напряжения аих, могут возникать в результате сообщения трубопроводу импульсов си лы от элементов конструкции самолета, агрегатов и потока дви жущейся в трубопроводе рабочей жидкости.
47
Источником вибрации от элементов конструкции самолета являются силовая установка, воздушный винт и колебания от аэродинамических или инерционных сил как конструкции в це лом, так п отдельных ее частей.
Воздушный винт вызывает следующие виды возмущающих импульсов.
1. Импульсы из-за дисбаланса винта:
а) неодинаковый вес лопастей вызывает появление центро бежных сил, действующих в плоскости вращения винта; часто та этих импульсов кратна оборотам винта;
б! центр тяжести лопасти не совпадает с плоскостью враще ния винта, отчего образуется неуравновешенная пара сил, дейст вующая относительно оси вала впита с частотой, кратной оборо там впита.
2. Импульсы, создаваемые действием аэродинамических сил винта:
а) в пределах допусков па углы установки лопастей тяга ло пастей получается неодинаковой, отчего появляется неуравнове шенный момент;
б) при работе на больших углах атаки на лопастях возника ют срывные явления, которые вызывают резонансные колебания лопастей;
в) индукция крыла пли фюзеляжа. Лопасти винта, проходя вблизи крыла, будут иметь неодинаковую тягу из-за изменения индукционной скорости, вследствие чего появится неуравнове шенный момент, действующий с частотой оборотов впита, умно женной на число лопастей. С такой же частотой винт может вызывать вибрацию обшивки бортов фюзеляжа. В данном случае источнпко.м вибрации будут вихри, сбегающие с концов лопастей.
Турбовинтовой и турбореактивный двигатели при статиче ской и динамической несбалансированности ротора вызывают на самолете вибрации с частотой, равной числу оборотов ротора.
Если зазоры в подшипниках вращающегося вала ротора боль ше определенных допусков, то возникают сначала маятниковые колебания вала, а затем, с увеличением оборотов могут появить ся удары цапф вала о подшипники. Подобное явление может наблюдаться и у вала воздушного винта.
Эти явления наблюдаются по мере выработки ресурса двига теля. Например, согласно ведомости отклонений от норм ТУ од ного из реактивных двигателей после двухсотчасовых испыта ний дисбаланс ротора компрессора составил:
по переднему валу 22,5 гр. см (по ТУ 8 гр. мм); по заднему валу 35,2 гр. см (по ТУ 8 гр. мм).
Дисбаланс ротора турбины по переднему и заднему валу со ответственно составил 15,2 гр. м и 10,2 гр. см:
48
Согласно данным [18, 23] влияние величины дисбаланса ро тора на амплитуду колебаний трубопроводов сказывается незна чительно.
Перегрузки от инерционных сил, например, при разбеге и пробеге самолета по бетонированной полосе могут достигать весьма значительных величии, примерно от 5 до 15g. Эти пере грузки были зарегистрированы при проведении летных испы тании.
Значительные уровни напряжения в трубопроводах при попе речных колебаниях возбуждаются от вибраций, создаваемых си ловыми установками, причем их уровень зависит не только от величины возмущающей силы, но и от частоты ее приложения.
Основными источниками колебания трубопроводов, смонти рованных на двигателях являются:
1) колебания корпуса двигателя или отдельных его агрега тов;
2) колебания реактивного сопла над действием газового потока.
Исследование напряженного состояния трубопроводов на двигателях показывает, что максимальный уровень напряжений регистрируется в трубопроводах, расположенных в зоне форсаж ной камеры и реактивного сопла. Уровень напряжений' пример но в два раза ниже максимального зарегистрирован в трубопро водах, расположенных на корпусе турбины. Наиболее низкие напряжения наблюдаются в трубопроводах, расположенных на корпусе компрессора.
Причем, как показывают результаты исследований, интенсив ность напряжений в значительной степени зависит от величины (силы) пульсации газового потока в форсажной камере и осо бенно в зоне удлинительной трубы реактивного сопла.
На рис. 2.8 представлены обобщенные диаграммы изменения вибронапряжений в трубопроводах в зависимости от оборотов двигателя или, что то же самое, от изменения частоты нагру жения.
Датчики, регистрирующие уровень вибронапряжений, уста-' наівливались на трубопроводах напорных участков гидравличе ских систем. На диаграммах представлен суммарный уровень напряжений от пульсирующего потока жидкости и механических вибраций.
Как видно из диаграммы, на некоторых типах самолетов в на порных участках гидравлических систем напряжения в контроль ных сечениях (сечениях, в которых производится замер напря жений) могут достигать '6—7 кгс/мм2. В процессе проведения летных испытаний и лабораторных исследований было выяснено, что основной причиной возникновения таких высоких уровнен напряжений являлся внутренний резонанс столба жидкости в трубопроводе, возбуждаемый плунжерным гидравлическим на-
49