Проектирование размеростабильной несущей конструкции корпуса оптико-электронного модуля из углепластика для космического аппарата

вания к физико-механическим и термоупругим свойствам используемых композитов. Конструкция и силовые элементы, спроектированные из КМ, должны обладать минимально возможной массой при условии сохранения высокой прочности, жесткости, стабильности линейных и угловых размеров в заданном диапазоне температур, значительным ресурсом работы при соответствующем уровне надежности. Эти аспекты проектирования и изготовления размеростабильных конструкций описаны в работах [3, 4, 5, 6].

Наибольший вклад в отклонения посадочных поверхностей оптических элементов от заданных теоретических значений вносят термоупругие деформации, возникающие вследствие температурного перепада и зависящие от коэффициента линейного термического расширения (КЛТР), состава и схем армирования композиционных материалов.

Анализ деформативности, прочности и стойкости корпуса ОЭМ к внешним воздействующим факторам с учетом выбора типа структурных элементов этой формостабильной конструкции, оптимальных схем армирования и физико-механических свойств волокон и матриц различного типа является сложной и актуальной задачей c точки зрения определения работоспособности конструкции. Разработка технологических процессов и технологической оснастки на принципе совмещенного во времени формования всех элементов конструкции позволяет изготавливать и собирать наиболее эффективные по массе, высокоточные и стабильные по геометрии конструкции интегрального типа [3, 4]. Проведение комплекса необходимых испытаний для подтверждения размеростабильности, прочности и выполнения требований по надежности подтверждает правильность выбора конструктивнотехнологических решений.

C использованием высокомодульных углеродных волокон изготавливаются композиционные материалы, имеющие высокие жесткостные характеристики и заданные значения коэффициента линейного термического расширения (КЛТР). Эти композиционные материалы на основе непрерывных волокон по многим показателям, в частности по удельной прочности и жесткости, превосходят металлы и обеспечивают значительную экономическую эффективность при использовании в качестве основных материалов для создания конструкций с заданными свойствами.

Конструкция корпуса оптико-электронного модуля состоит из непосредственно корпуса и съемной крышки, обеспечивающей возможность доступа к оптическим элементам, расположенным внутри корпуса.

На рис. 1 представлен общий вид конструкции корпуса ОЭМ.

В процессе эксплуатации корпус ОЭМ должен сохранять геометрические параметры в заданных пределах, быть прочным и жестким при воздействии линейных перегрузок c учетом соответствующих коэффициентов безопасности. Несущая конструкция корпуса ОЭМ должна обеспечивать стабильность угловых и линейных размеров (угловых и линейных расстояний между посадочными поверхностями М1÷М5 оптических узлов конструкции) с заданной точностью в процессе орбитальной эксплуатации и наземной юстировки.

Требования к взаимному смещению площадок М1÷М5 крепления элементов РСНК с установленными зеркалами при предварительной и окончательной юстировке следующие:

• -    смещение площадок М2, М4 относительно площадок М1 и М3 по осям Х и У не должно превышать 0,01 мм;

• -    разворот площадок М2, М4, М5 относительно площадок М1 и М3 не должен превышать 3 угловых секунды.

При проверке оптического качества в рамках испытаний аппарат крепится на биподах, и

Рис. 1. Общий вид конструкции корпуса ОЭМ

требования к взаимному смещению площадок М1÷М5 (с установленной крышкой) следующие:

• -    смещение площадок М2, М4 относительно площадок М1 и М3 по осям Х и У не должно превышать 0,04 мм;

• -    разворот площадок М2, М4, М5 относительно площадок М1 и М3 не должен превышать 6

угловых секунд.

Обеспечение столь жестких требований по прецизионности конструкции требует специальных проектно-конструкторских решений, к которым относятся:

• -    выбор конструктивно-силовой схемы, обеспечивающей минимальные деформации кон-

• струкции при одновременном удовлетворении прочностных требований;

• -    минимизация диапазона изменения температур эксплуатации (стабильность температурного поля конструкции);

• -    минимизация коэффициентов линейного термического расширения конструкции [6].

К числу основных методов управления конструктивно-силовой схемой относятся интеграция конструктивных элементов и геометрическая компактность зоны размеростабильности прецизионной конструкции, позволяющие уменьшить точностные погрешности вследствие исключения люфтовых соединений конструктивных элементов и минимизации числа конструктивных связей между ними [6].

Если снижение массы является общей задачей при проектировании конструкций оптических систем различного назначения, то минимизация деформаций является частной задачей.

При создании слоистых композитов с необходимыми термомеханическими свойствами управляемыми параметрами являются исходные термоупругие свойства наполнителя и матрицы, их объемное содержание в КМ и углы ориентации слоев. Эти параметры однозначно определяют область возможных значений термомеханических харак- теристик структуры композиционного материала, что позволяет проектировать конструкции посредством рационального выбора композиционного материала, его структуры и схемы армирования.

С использованием самосогласованной модели для транверсально-изотропной смеси в [5] получены следующие выражения для коэффициентов линейного термического расширения композита вдоль и поперек волокон (в осях материала 1, 2):

• «1 = «м + ve («в - «м )L1

,

• " ■ = « м ⁺ V ( « в - « м ) L 2 ,

• (1 + v — v Е ) —(1 +v    Е

Т _ V в i*! F м м)       1 v м) м м где L — , в в мм 1

L

_ (1 + У8"j^AEE1V12-^12)+ У8У12Ев(1 + Ум)

' 2 —

У в ⁽ У ₈ -У м ) G 12

Е, G, α, v, υ – модули упругости, сдвига, коэффи- циенты линейного температурного расширения, объемное содержание, коэффициенты Пуассона компонентов композита соответственно.

Для гексагональной двоякопериодической модели, находящейся в условиях плоской температурной деформации, найдены выражения для коэффициентов температурного расширения композита:

а = а - ( а - а ) 1 м м в

(1 + V m V Е в - (1 + V b )( E 1 -V m E м )

,

^E 1 ^{( V} m ^-V B )

ν - ν

« 2 = « м ^{+ (} « м ⁺ « в ^{) V} 12 — ⁽ « м — « в ⁾⁽¹ — ^V e )-------

^V m —^V 12

.

Данные выражения – точные и зависят только от эффективности упругих модулей композита. Разработанные формулы для расчета термоупругих констант волокнистых композиционных материалов позволяют на стадии проектирования элемента конструкции проводить его структурную и технологическую оптимизацию, комбинируя имеющиеся в распоряжении материалы матриц, армирующих волокон и их объемное соотношение.

На основании вышеизложенного были исследованы термоупругие характеристики двухоснонейтральных структур КМ на основе углелент ЛУ-П/0,1, КУЛОН-500/0,07 и связующего ЭНФБ, а также на основе препрега М55J/НИИКАМ-РС для степени армирования слоя Vв = 0,6.

Основные физико-механические характеристики материалов, использованные в расчетах, приведены в табл. 1.

Анализ результатов исследований показал, что, варьируя углы армирования слоев пакета, можно получить термомеханические характеристики композита, позволяющие свести к минимуму деформации конструкции от воздействия температуры, также создать двуоснонейтральные структуры пакета КМ, притом эти возможности могут быть в значительной степени расширены путем использования методов технологического воздействия, выбора режима отверждения, степени армирования композита, технологического напряжения и др.

Проектирование и оптимизация вариантов интегральной конструкции корпуса ОЭМ осуществлялось с использованием традиционных подходов представления конструктивной схемы в виде оболочки, усиленной жестким и прочным каркасом из подкрепляющих ребер.

Создание расчетных моделей осуществлялось с использованием широко применяемого метода конечных элементов на базе профессионального пакета прикладных программ NASTRAN [8-10].

Корпус конструкции, ребра жесткости в расчетной схеме представлены оболочечными элементами, навесные элементы – элементами массы с учетом положения центра масс каждого моделируемого элемента, материал конструкции корпуса ОЭМ при расчетах принят ортотропным.

На предварительном этапе проведена оптимизация конструктивно-силовой схемы конструкции корпуса ОЭМ с учетом того, что при этом особенно важно, чтобы несимметричное расположение подкрепляющих ребер относительно оболочки оказывало незначительное влияние на напряженно-деформированное состояние конструкции.

Рассматривалось 3 основных вида подкрепления конструкции ребрами:

• 1)    слабое подкрепление: F/L << h, J/L << h³/12;

• 2)    мощное подкрепление: F/L >> h, J/L >> h³/12;

• 3)    наиболее часто встречающееся в технике: F/L ~ h, J/L >> h³/12; где F – площадь поперечного сечения ребра, J – момент инерции сечения ребра, L – расстояние между подкрепляющими ребрами, h – толщина обшивки.

С учетом результатов оптимизации выбран наиболее часто встречающийся вид подкрепления, когда отношение площади поперечного сечения ребра к расстоянию между ребрами сопоставимо с толщиной оболочки, но при этом отношение момента инерции сечения ребра к расстоянию между ребрами гораздо больше h3/12.

Несколько рассмотренных вариантов конструктивно-силовых схем конструкции ОЭМ приведены на рис. 2.

Таблица 1. Физико-механические характеристики однонаправленных углепластиков

Характеристика	Наименование материала
	ЛУ-П/0,1+ЭНФБ	КУЛОН-500/0,07+ЭНФБ	M55J/HHHKAM-PC
Модуль упругости E, ГПа (кгс/мм2)	140 (14 000)	270 (27 000)	300 (30 000)
Модуль сдвига G 12 , ГПа (кгс/мм2)	5 (500)	5 (500)	6 (600)
Коэфф. Пуассона Р 12	0,251	0,302	0,28÷0,3
КЛТР по основе « 1 - 10 6 , К-1	-0,5	-0,98	-1,0
Плотность материала р, кг/м3	1 500	1 700	1 620

Рис. 2. Несколько рассмотренных вариантов конструктивно-силовых схем конструкции корпуса ОЭМ

Рис. 3. Схема разбивки на конечные элементы и закрепление варианта конструкции с выбранной в результате оптимизации конструктивно-силовой схемой при юстировке

С учетом результатов оптимизации выбраны геометрические параметры конструкции и схема подкрепления.

Конечноэлементная модель корпуса ОЭМ с навесными элементами и схемой расположения посадочных поверхностей оптических элементов М1 - М5, выбранная в результате оптимизации, представлена на рис. 3.

Геометрические параметры конструкции. полученные в результате параметрической оптимизации следующие. Толщина обшивки корпуса 2 мм. Подкрепляющие ребра таврового сечения имеют толщину от 4 до 8 мм и высоту от 30 до 80 мм. Съемная крышка также имеет толщину 2 мм и ребра высотой 30 мм, толщина ребер 4 мм.

На рис. 4 и в табл. 2-3 показаны результаты предварительной и окончательной юстировки корпуса, когда аппарат установлен на боковую сторону. Корпус опирается на 3 точки.

В табл. 4 приведены результаты проверки оптического качества в рамках испытаний корпуса с крышкой, аппарат крепится штатно на биподах. Сила тяжести направлена вдоль оси Х вертикально вниз.

Развороты посадочных поверхностей масс М2, М4 и М5 относительно посадочных поверхностей масс М1 и М3 под действием силы тяжести в случае проверки оптического качества в рамках испытаний для всех рассмотренных вариантов материала гораздо меньше регламентированного значения 6 угл.сек.

Анализ расчетных жесткостных характеристик конструкции ОЭМ для трех вариантов углепластика при юстировке без крышки, а также в случае про-

1                                                         2

Рис. 4. Распределение эпюр суммарных деформаций конструкции корпуса ОЭМ (материал КУЛОН-500/0,07+ЭНФБ):

1 – предварительная и окончательная юстировка корпуса; 2 – проверка оптического качества в рамках испытаний

Таблица 2. Смещение посадочных поверхностей масс М2 и М4 относительно посадочных поверхностей масс М1 и М3 под действием силы тяжести. Юстировка корпуса.

Материал конструкции	Смещение, мм
	М2				М4
	Относительно М1		Относительно М3		ОтносительноМ1		Относительно М3
	По оси X	По осиY	По оси X	По оси Y	По оси X	По осиY	По оси X	По осиY
ЛУ/П-0,1+ ЭНФБ	0,00115	0,00358	0,00110	0,00359	0,00461	0,00367	0,00456	0,00368
КУЛОН-500/0,07+ ЭНФБ	0,00071	<<0,01	0,00061	<<0,01	0,00253	<<0,01	0,00249	<<0,01
M55J/ НИИКАМ-РС	0,00066	<<0,01	0,00058	<<0,01	0,00238	<<0,01	0,00230	<<0,01

Таблица 3. Разворот посадочных поверхностей масс М2, М4 и М5 относительно посадочных поверхностей масс М1 и М3 под действием силы тяжести. Юстировка корпуса.

Материал конструкции Разворот, угл.сек. М2 М4 М5 Относительно М1 Относительно М3 Относительно М1 Относительно М3 Относительно М1 Относительно М3 ЛУ/П-0,1+ ЭНФБ 2,679 3,649 3,432 4,402 0,435 1,405 КУЛОН-500/0,07+ ЭНФБ 1,440 1,642 2,098 2,302 0,182 1,918 М551/ НИИКАМ-РС 1,316 1,493 1,856 2,035 0,180 0,363 верки оптического качества в рамках предварительных испытаний корпуса с крышкой, показывает, что для достижения предъявляемых требований по деформативности в конструкции корпуса предпочтительным является использование материала М55J/НИИКАМ-РС, а также углепластика на основе ленты КУЛОН-500/0,07 на связующем ЭНФБ.

Исходя из изложенного выше в качестве основного материала был выбран композиционный материал с использованием в качестве наполнителя углеленты КУЛОН-500/0,07 на эпоксидной матрице (связующее ЭНФБ) с учетом низкой температурной деформируемости и высокими упруго-прочностными характеристиками этого углепластика. Кроме этого данный углепластик изготавливается на основе отечественных углеродного наполнителя и связующего эпоксидного класса. Эпоксидные связующие обладают ком-

Таблица 4. Смещение посадочных поверхностей масс М2 и М4 относительно посадочных поверхностей масс М1 и М3 под действием силы тяжести. Проверка оптического качества в рамках испытаний.

Материал конструкции Смещение, мм М2 М4 ОтносительноМ1 Относительно М3 ОтносительноМ1 Относительно М3 По оси X По оси Y По оси X По оси Y По оси X По оси Y По оси X По осиY ЛУ/П-0,1+ ЭНФБ 0,03000 0,00545 0,01300 0,00555 0,04260 0,00602 0,02440 0,00627 КУЛОН-500/0,07+ ЭНФБ 0,0178 0,00305 0,00689 0,00304 0,0243 0,00331 0,0136 0,00336 М55J/ НИИКАМ-РС 0,01606 0,00275 0,00623 0,00276 0,02197 0,00299 0,02401 0,00312 плексом благоприятных свойств, определяющих их широкое применение. К этим свойствам относятся: высокие механические и адгезионные характеристики, позволяющие достаточно полно использовать свойства армирующих волокон, хорошая технологичность, обеспечивающая создание высокопроизводительных процессов пропитки армирующих элементов, формования изделия и окончательного его отверждения. Эпоксидные связующие могут долгое время находиться в недоотвержденном состоянии, что позволяет изготавливать на их основе предварительно пропитанные и частично отвержденные полуфабрикаты (препреги). Отверждение смол можно осуществлять при необходимости в широком интервале температур без выделения летучих веществ с малой объемной усадкой 1÷5% [7].

При изменении температуры корпуса ОЭМ на 10оС в случае штатного крепления на трех опорах, обеспечивающих температурную развязку (чтобы не вызывать дополнительных монтажных деформаций) численные значения линейных смещений вдоль оси Z посадочных поверхностей масс М2 и М4 относительно посадочных поверхностей масс М1 и М3 находятся в пределах 0,006÷0,009 мм при допуске не более 0,010 мм.

Для одного из наихудших с точки зрения возникающих деформаций и напряжений вариантов нагружения – перегрузки от собственного веса на этапе выведения на орбиту оценивались максимальные эквивалентные деформации и напряжения в конструкции. На рис. 5 приведены качественная картина, эпюры суммарных деформаций и эквивалентных напряжений в конструкции ОЭМ для этого варианта нагружения. C учетом коэффициента безопасности, конструкция обеспечивает достаточный запас прочности (не менее 10). При этом коэффициент критической нагрузки, при которой конструкция теряет устойчивость, равен 196.

Проанализированы собственные частоты и формы колебаний конструкции корпуса объекти-

Рис. 5 . Результаты анализа напряженно-деформированного состояния конструкции корпуса ОЭМ на этапе выведения на орбиту (максимум скоростного напора, материал КУЛОН-500/0,07+ЭНФБ):

1 – эпюры суммарных деформаций конструкции; 2 – эпюры эквивалентных напряжений

ва ОЭМ. Конструктивно-силовая схема конструкции корпуса ОЭМ и жесткостные характеристики опор обеспечивают первую собственную частоту колебаний конструкции не ниже 107 Гц.

Таким образом, в результате проведенного исследования в части оптимизации конструктивно-силовой схемы подкрепления интегральной конструкции корпуса ОЭМ, выбора структуры композита, удовлетворяющей условиям высокой размеростабильности и наименьшей чувствительности к отклонениям характеристик монослоя, показана возможность создания размеростабильной конструкции корпуса оптикоэлектронного модуля космического базирования с использованием термически изотропных схем армирования углекомпозитного материала, уровень размерной стабильности спроектированной конструкции находится в пределах 10-6. На последующих этапах с учетом уточненных экспериментальных физико-механических характеристик материала конструкции следует обратить внимание на оптимизацию ее массы при неизменных жесткостных и прочностных характеристиках.