WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:   || 2 |

«ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО СОЧЕТАНИЯ ГИБКИ-НРОКАТКИ И ДРОБЕУДАРНОГО ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ДЛИННОМЕРНЫХ ОБВОДООБРАЗУЮЩИХ ДЕТАЛЕЙ ...»

-- [ Страница 1 ] --

Федеральное государственное бюджетное образовательное

учреждение высшего профессионального образования

«Иркутский государственный технический университет»

На правах рукописи

Малащенко Александр Юрьевич

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО

СОЧЕТАНИЯ ГИБКИ-НРОКАТКИ И ДРОБЕУДАРНОГО

ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ДЛИННОМЕРНЫХ

ОБВОДООБРАЗУЮЩИХ ДЕТАЛЕЙ

Специальность 05.02.08 - Технология машиностроения

ДИССЕРТАЦИЯ

на соискание учёной степени кандидата технических наук

Научный руководитель:

Доктор технических наук, профессор А.Е.Пашков Иркутск - Содержание Введение……………………………………………………………………… 1 Конструктивно-технологические особенности длинномерных панелей и обшивок…………………………………………………………... 1.1 Конструктивные особенности исследуемых деталей……….………… 1.2 Существующие технологии формообразования крупногабаритных панелей и обшивок…………………………………………………………... 1.3 Теоретические и экспериментальные исследования технологических процессов упругопластической гибки и дробеударного формообразования …………………………………………………………... 2 Определение технологических параметров компенсирующей гибки-прокатки при комбинированном формообразовании панелей и обшивок…………………………………………………………. 2.1 Моделирование процесса комбинированного формообразования панелей и обшивок в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование» ……………………………………........ 2.1.1 Моделирование процесса гибки-прокатки ………………………….. 2.1.2 Моделирование процесса дробеударного формообразования ……………………………………

2.1.3 Особенности начальной стадии процесса гибки-прокатки………… 2.1.4 Исследование процесса гибки-прокатки деталей переменной толщины……………………………………………………………………… 2.2 Определение технологических параметров компенсирующей гибки-прокатки ……………………………………………………………… 2.2.1 Методика расчета параметра настройки нажимного валка…………………………………………………….............. 2.2.2 Расчет остаточного угла закручивания поперечных сечений при гибке-прокатке под углом к образующим …………………………… Выводы по главе…………………………………………………………….

. 3 Экспериментальные исследования технологического процесса формообразования обшивок и панелей в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование»…..………………... 3.1 Исследование по проверке разработанной методики расчета параметра настройки нажимного валка………………………………...... 3.2 Исследование по формообразованию обшивок в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование»……………………. 3.3 Исследование по определению остаточного угла закручивания образцов при гибке-прокатке под углом к образующим…………………… 3.4 Экспериментальное исследование возникновения дефектов формы аэродинамической поверхности обшивок при гибке-прокатке…. 3.5 Исследование по гибке-прокатке монолитно-фрезерованной панели крыла…………………………………………………………………. Выводы по главе…………………………………………………………….. 4 Практическая реализация результатов исследования ………………... 4.1 Методика расчета технологических параметров процесса гибки-прокатки панелей и обшивок………………………………………. 4.1.1 Цель и основные этапы расчета…………………………………….. 4.1.2 Определение расчетных сечений…………………………………… 4.1.3 Определение параметров формы деталей …………………………. 4.1.4 Расчет технологических параметров гибки-прокатки деталей типа обшивок и панелей …………………………………………………… 4.2 Разработка оборудования с ЧПУ для гибки-прокатки длинномерных листовых деталей в продольном направлении………………………….. 4.3 Разработка технологического процесса формообразования в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ»…………………………... Выводы по главе……………………………………………………………... Общие выводы……………………………………………………………….. Список литературы………………………………………………………….. Список сокращений и условных обозначений…………………………… Приложения…………………………………………………………………..

ВВЕДЕНИЕ

Для повышения прочности и жесткости конструкций с одновременным снижением массы и улучшением аэродинамических характеристик в авиастроении в качестве обводообразующих деталей применяются крупногабаритные монолитные и монолитно-сборные панели. С конструктивными особенностями деталей данных типов связан ряд трудностей, возникающих при их формообразовании. Во-первых, большие габаритные размеры деталей затрудняют их формообразование целиком с использованием оснастки, сопряженной с их формой. Во-вторых, поверхность обшивок имеет малые радиусы кривизны, для получения которых нужны малые величины деформаций сравнимые с упругими составляющими.

Для формообразования крупногабаритных обшивок и панелей летательных аппаратов на отечественных авиационных заводах применяется комбинированная технология, включающая в себя упругопластическую гибку в продольном направлении и дробеударное формообразование (ДУФ) аэродинамической поверхности детали.

При формировании продольной кривизны компенсируется соответствующая компонента двухосного изгиба, являющегося следствием дробеобработки, и формируется требуемая продольная кривизна в зоне перегиба крыла.

Главным преимуществом такого метода является разделение процесса на достаточно простые, легко управляемые и контролируемые операции. Для придания деталям типа обшивок и панелей компенсирующей продольной кривизны может применяться гибка-прокатка или свободная гибка на универсальном прессовом оборудовании.

Для компенсации кривизны продольных образующих бочкообразной поверхности, получаемой при дробеударной обработке с увеличением интенсивности от корневого сечения к концевому, предпочтительно применение гибки-прокатки, обеспечивающей формирование более правильной, по сравнению со свободной гибкой, цилиндрической формы с круткой поперечных сечений и повышение производительности обработки.

Представленная диссертация содержит результаты научноисследовательских и опытно-конструкторских работ, посвященных раскрытию и математическому описанию внутренних связей в технологической последовательности изготовления крупногабаритных деталей типа обшивок и ребристых панелей «гибка-прокатка – ДУФ» и разработке на этой основе предложений по улучшению качества получаемых изделий, уменьшению трудоёмкости, повышению уровня автоматизации.

В основе известных методиках определения технологических параметров формообразования в последовательности «гибка – ДУФ» лежат два основных допущения: деталь принимается равножесткой в продольном и поперечном направлениях, материал считается изотропным. Очевидно, что для деталей со значительными перепадами толщин по ширине поперечного сечения и разностью механических свойств материала в поперечном и продольном направлениях такие допущения снижают точность расчета.

Существующие в настоящее время методики расчета настроечных параметров гибки-прокатки не могут обеспечить требуемую точность расчета без проведения большого объема опытных работ на дорогостоящих конструктивно подобных образцах (КПО). Кроме того, их недостатком является высокая сложность и трудоемкость расчетов, что затрудняет их применение на производстве.

Второй, ранее не решенной, задачей при расчете технологических параметров гибки-прокатки длинномерных деталей в продольном направлении является определение углового положения валков листогибочной машины относительно детали для получения требуемого угла закручивания поперечных сечений. До настоящего времени не были найдены теоретические зависимости угла закручивания поперечных сечений детали от настроечных параметров листогибочной машины.

Практический опыт применения гибки-прокатки при формообразовании деталей летательных аппаратов позволил выявить ранее не описанный процесс образования нежелательного локального увеличения кривизны на начальном участке обрабатываемой детали при гибке-прокатке. Для операции гибки-прокатки характерна ассиметричная схема нагружения изгибаемой детали. Однако при первоначальном перемещении нажимного валка прогиб деформируемого сечения больше, чем прогиб после перехода гибкипрокатки на ассиметричную схему. В связи с этим образуется превышение потребной остаточной кривизны начального участка детали до 30% и более, что обуславливает необходимость определения корректирующего изменения хода нажимного валка, обеспечивающего получение равномерного радиуса кривизны по всей длине детали.

Характерной особенностью гибки-прокатки листовых деталей, имеющих конструктивные элементы типа карманов, является проявление внутренней гравюры на наружной поверхности детали. Данный эффект характерен для процесса формообразования листовых деталей в поперечном направлении. Применительно к рассматриваемому технологическому сочетанию, в котором гибка-прокатка выполняется в продольном направлении, он не изучен.

Перспективным направлением снижения трудоемкости расчетов является их автоматизация на основе CAD-моделей деталей. В работе [2] приводится пример такого решения применительно к процессу ДУФ, однако для гибки-прокатки подобные решения нами не найдены.

Известен ряд моделей специализированного оборудования для гибкипрокатки обводообразующих деталей летательных аппаратов. Такое оборудование в основном используется для образования поперечной кривизны деталей с линейчатыми поверхностями, отличается большими габаритными размерами и высоко стоимостью. Более дешевое и компактное универсальное оборудование не обеспечивает необходимой точности формы деталей.

Управляемое оборудование для гибки-прокатки длинномерных деталей в продольном направлении, одновременно обеспечивающее необходимую точность и возможность образования крутки поперечных сечений в настоящее время отсутствует.

Основным направлением настоящей диссертационной работы стало исследование технологического процесса комбинированного формообразования длинномерных деталей типа обшивок и панелей, включающего операции гибки-прокатки в продольном направлении и ДУФ, а также разработка аналитической методики расчета технологических параметров, обеспечивающей получение требуемой точности окончательной геометрической формы без проведения опытных работ на КПО.

Исходя из вышеизложенного была сформулирована цель диссертационной работы: установление закономерностей формирования деформированного состояния длинномерных деталей типа обшивок и монолитнофрезерованных продольно оребренных панелей в технологической последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование» и разработка на этой основе предложений по улучшению качества получаемых изделий, уменьшению трудоёмкости, повышению уровня автоматизации.

Достижение этой цели возможно после решения следующих задач:

1. Разработка методики расчета компенсирующей продольной кривизны, требуемой для получения теоретического контура при формообразовании деталей типа обшивок и продольно оребренных панелей в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ», на основе 3D-моделей деталей.

2. Разработка производственной методики определения величины хода нажимного валка для гибки-прокатки на трехвалковых листогибочных машинах деталей типа обшивок и панелей, обеспечивающей требуемую точность формы деталей.

3. Создание методики определения закона перемещения нажимного валка трехвалковой листогибочной машины, обеспечивающего получение равномерного остаточного радиуса кривизны в начальной стадии гибкипрокатки при переходе с симметричной схемы нагружения на ассиметричную.

4. Оценка вероятности возникновения дефектов формы деталей типа обшивок в виде потери устойчивости местных облегчений полотна при характерных для компенсирующей гибки-прокатки радиусах кривизны.

5. Разработка математической модели для расчета остаточного угла закручивания поперечных сечений детали как функции настроечных параметров гибки-прокатки.

6. Проведение комплексного экспериментального исследования технологического процесса обработки обшивок и панелей, включающего операции гибки-прокатки и дробеударного формообразования, в целях оценки разработанных теоретических положений и подтверждения допустимости применения операции гибки-прокатки для придания продольной кривизны с круткой поперечных сечений деталям типа обшивок и продольно оребренных панелей.

7. Создание специализированного оборудования для гибки-прокатки деталей переменной кривизны с круткой поперечных сечений.

8. Разработка технологических рекомендаций по формообразованию длинномерных обшивок и панелей в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ» на оборудовании с ЧПУ.

Потребность в решении перечисленных задач обусловлена запросами производства, что определяет актуальность представленной работы.

Научная новизна работы:

1. Установлены основные закономерности формирования деформированного состояния длинномерных листовых и подкрепленных деталей, формообразование которых осуществляется путем последовательной реализации технологических операций гибки-прокатки и дробеударного формообразования.

2. На основе моделирования методом нелинейного конечноэлементного анализа процесса дробеударной обработки деталей типа обшивок определена остаточная продольная кривизна, необходимая для формирования требуемого контура детали, образуемой гибкой-прокаткой с последующим дробеударным формообразованием.

3. Моделированием методом нелинейного конечно-элементного анализа изучено деформированное состояние деталей типа обшивок при гибкепрокатке в продольном направлении. При этом установлены предельные значения остаточной кривизны деталей для исключения потери устойчивости в районе местных облегчений и управляемые изменения рабочего перемещения нажимного валка для повышения точности контура начального участка детали.

4. Сформирован математический аппарат, обеспечивающий возможность определения режимных параметров процесса гибки-прокатки, что позволило повысить точность достижения требуемой продольной кривизны и остаточного угла закручивания поперечных сечений деталей с учетом их конструктивных особенностей и анизотропии механических свойств.

5. Разработана и реализована методика комплексного экспериментального исследования технологического процесса формообразования деталей типа обшивок и монолитно-фрезерованных панелей, включающего операции гибки-прокатки и дробеударного формообразования.

6. Для реализации образования продольной кривизны и угла закручивания поперечных сечений обшивок и панелей создано оригинальное конструктивное решение листогибочной машины с программным управлением.

Практическая значимость работы:

1. На основе выполненных теоретических и экспериментальных исследований разработаны методики расчета технологических параметров формообразования длинномерных обводообразующих деталей в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование», обеспечивающие повышение точности получаемых изделий и снижение затрат на их изготовление.

2. Разработаны технологические рекомендации по реализации процесса формообразования длинномерных обшивок и продольно оребренных панелей комбинированным методом гибки-прокатки и обработки дробью на оборудовании с ЧПУ.

3. Разработана, изготовлена и апробирована в производстве специализированная трехвалковая листогибочная машина И2222БМ, отвечающая специфическим технологическим требованиям, предъявляемым к оборудованию для гибки-прокатки длинномерных деталей переменной кривизны с круткой поперечных сечений.

Разработанная технология формообразования длинномерных обшивок и продольно оребренных панелей летательных аппаратов в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование» внедрена в производство на Иркутском авиационном заводе – филиале ОАО «Научно – производственная корпорация «Иркут».

Достоверность результатов подтверждена воспроизводимостью экспериментальных и производственных испытаний. Обоснованность выводов подтверждается опытом практической реализации результатов исследования в производстве.

Апробация работы. Результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на Международной научной конференции «XX Туполевские чтения» в 2012 г. (КНИТУ им. Туполева, г. Казань) (Диплом за высокий уровень представленного доклада), на XII Международной научной конференции «Актуальные вопросы современной техники и технологии» в 2013 г.

(г. Липецк), на научно-технических конференциях кафедры «Оборудования и автоматизации машиностроения» ИрГТУ в 20012-2014 гг. (ИрГТУ, г. Иркутск), на 3-й молодежной научно-практической конференции «Молодежь.

Проекты. Идеи.» в 2013г (ИАЗ – филиал ОАО «Корпорация Иркут», г. Иркутск) (Диплом в секции «Производство»).

Результаты работы отражены в 8 публикациях. В журналах рекомендуемого ВАК РФ перечня опубликовано 3 статьи, общим объемом 2 п.л. Получен патент РФ на полезную модель.

Диссертация подготовлена на кафедре оборудования и автоматизации машиностроения Федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования Иркутского государственного технического университета. Исследования, представленные в настоящей диссертации, входят в состав работ, выполняемых по договору № 389/12 от 15.11.2012 на проведение научно-исследовательских, опытноконструкторских и технологических работ по созданию высокотехнологичного производства в рамках инновационного проекта «Автоматизация и повышение эффективности процессов изготовления и подготовки производства изделий авиатехники нового поколения на базе Научно-производственной корпорации «Иркут» с научным сопровождением Иркутского государственного технического университета», выполняемого совместно с ОАО «Научнопроизводственная корпорация «Иркут» и реализуемого на основании постановления Правительства Российской Федерации от 9 апреля 2010 г. № 218 «О мерах государственной поддержки развития кооперации российских высших учебных заведений и организаций, реализующих комплексные проекты по созданию высокотехнологичного производства». Диссертация состоит из четырех глав.

В первой главе приведены конструктивные особенности рассматриваемых деталей, и проведен анализ их геометрической формы. Рассмотрены существующие способы формообразования панелей и обшивок с описанием применяемого оборудования. Проанализированы основные положения теории упругопластической гибки и дробеударного формообразования, и приведены известные методики расчета технологических параметров указанных процессов. По результатам анализа сделаны выводы о необходимости создания специализированного оборудования, методики расчета технологических параметров гибки-прокатки и сформулированы цели исследования, направленного на повышение эффективности технологического сочетания «гибкипрокатки – дробеударного формообразования».

Вторая глава посвящена разработке методики расчета технологических параметров гибки-прокатки в продольном направлении, выполняемой с целью компенсации продольной кривизны возникающей при ДУФ, с учетом специфических свойств деталей комплексных форм сечения. Осуществлено моделирование процесса гибки-прокатки панелей и обшивок методом конечных элементов (МКЭ) для определения параметров процесса и поправочных коэффициентов, обеспечивающих повышение точности расчета хода нажимного валка. Разработана методика назначения исходных данных для расчета настроечных параметров компенсирующей гибки-прокатки на основе моделирования технологического сочетания «гибка-прокатка – ДУФ». Приведены аналитические зависимости для определения остаточного угла закручивания детали при гибке-прокатке под углом к образующим. Проведена оценка возможности возникновения дефектов формы аэродинамической поверхности обшивок в виде потери устойчивости местных облегчений полотна путем моделирования МКЭ. Рассмотрено образование нежелательных локальных перегибов в начальной стадии гибки-прокатки при переходе на ассиметричную схему нагружения и даны рекомендации по их устранению.

Третья глава посвящена экспериментальным исследованиям технологического процесса обработки панелей и обшивок в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование». Приведены методика и результаты экспериментального исследования, направленного на проверку разработанных методик расчета параметров технологической последовательности «гибка-прокатка – ДУФ» деталей типа обшивок. Приведены результаты экспериментальных исследований, выполненных в целях:

- изучения закономерностей процесса образования крутки поперечных сечений при гибке-прокатке под углом к образующим;

- проверки разработанных методик расчета настроечного параметра нажимного валка и требуемого радиуса компенсирующей кривизны при формообразования обшивок в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ»;

- подтверждения отсутствия дефектов формы обшивок, возникающих из-за потери устойчивости местных облегчений полотна, при компенсирующей гибке-прокатке в установленном технологическом диапазоне;

- установления возможности гибки-прокатки деталей типа монолитнофрезерованных панелей с Г-образными ребрами на управляемом оборудовании.

На основе сравнительного анализа результатов расчета и экспериментальных исследований сделаны выводы об адекватности разработанных методик.

В четвертой главе представлена методика определения технологических параметров процесса гибки-прокатки длинномерных панелей и обшивок с помощью средств САПР. Даны технологические рекомендации по реализации процесса гибки-прокатки деталей переменной кривизны с круткой поперечных сечений и описана разработанная автоматизированная трехвалковая листогибочная машина И2222БМ, модернизированная с учетом специфических технологических требований.

По результатам проделанных работ автор выносит на защиту:

1. Методику расчета технологических параметров гибки-прокатки, используемой в технологической последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование» при формообразовании листовых и продольно оребренных деталей комплексных форм сечения, с целью образования продольной кривизны с компенсацией соответствующей компоненты двухосного изгиба, являющегося следствием дробеобработки.

2. Методики определения исходных данных и расчета требуемого радиуса компенсирующей гибки-прокатки длинномерных панелей и обшивок на основе конечно-элементного моделирования (КЭМ) технологического сочетания «гибка-прокатка – ДУФ».

3. Результаты моделирования процесса гибки-прокатки обшивок и панелей с применением систем нелинейного конечно-элементного анализа с целью определения поправочных коэффициентов для расчета хода нажимного валка.

4. Математическую модель для расчета остаточного угла закручивания детали при гибке-прокатке под углом к образующим.

5. Способ компенсации нежелательных локальных перегибов, возникающих на начальном участке детали во время гибки-прокатки на трехвалковой машине при переходе от симметричного нагружения на ассиметричное.

6. Методику и результаты экспериментальных исследований, направленных на подтверждение:

- адекватности разработанных методик определения исходных данных и расчета технологических параметров гибки-прокатки, выполняемой с целью получения промежуточной формы в технологической последовательности «гибка-прокатка – ДУФ»;

- допустимости применения гибки-прокатки для придания продольной кривизны деталям типа обшивок и продольно оребренных панелей крыла самолета.

Модернизированную трехвалковую листогибочную машину И2222БМ, предназначенную для гибки-прокатки в продольном направлении длинномерных деталей переменной кривизны с круткой поперечных сечений.

8. Технологические рекомендации по формообразованию панелей и обшивок в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ».

1 Конструктивно-технологические особенности 1.1 Конструктивные особенности исследуемых деталей Обшивка летательного аппарата образует его обтекаемую поверхность, непосредственно воспринимает аэродинамическую нагрузку и переносит ее на элементы продольного и поперечного наборов каркаса, а также участвует в его работе на изгиб и обеспечивает крутильную жесткость конструкции [33].

Применение панелей в качестве обводообразующих элементов крыла обусловлено повышением прочности и жесткости конструкций с одновременным снижением массы и улучшением аэродинамических характеристик [26]. Полотно панелей чаще всего имеет переменную толщину, что позволяет получать равнопрочную конструкцию.

Для уменьшения общей массы крыла, улучшения аэродинамических показателей его поверхности за счет уменьшения количества крепежных деталей и поперечных швов, изготавливаются панели максимально возможной длины (до 30 метров и более). Это позволяет также сократить объем сборочно-клепальных работ. Однако изготовление таких панелей является трудоемким, требует специального оборудования и связано с большей опасностью распространения усталостных трещин [26].

В зависимости от типа конструкции обшивки крыла представляют собой монолитно-сборные или монолитно-фрезерованные панели.

Под монолитно-сборными подразумевают панели, к обшивкам которых заклепками болтами или точечной сваркой присоединяют элементы силового набора: стрингеры, ребра жесткости, стыковочные и законцовочные профили. В качестве элементов силового набора могут использоваться гнутые профили из листового материала, а также профили, получаемые методом прессования и прокатки.

Типовая конструкция обшивки монолитно-сборной панели отъемной части крыла (ОЧК) показана на рисунке 1.1.

Рисунок 1.1 – Обшивка панели крыла самолёта Sukhoi Superjet Обшивки представляют собой листовые детали с гладкой наружной (аэродинамической) поверхностью и внутренним набором, содержащим такие конструктивные элементы как дорожки для крепления продольных и поперечных элементов каркаса, карманы, люки с окантовками (см. рисунок 1.2), при этом толщина полотна дорожек остается постоянной, а полотно карманов имеет переменную толщину. Толщина обшивки панелей современных самолетов переменна и изменяется от нескольких десятых долей миллиметра до 20 миллиметров и более.

В монолитных панелях обшивка выполнена как одно целое с элементами каркаса и соединительными элементами. Они имеют ряд преимуществ перед монолитно-сборными: меньшее количество сборочных деталей, повышенная герметичность крыльев, улучшение качества поверхности и усталостных свойств конструкции за счет отсутствия отверстий. К недостаткам монолитных панелей следует отнести сложность технологического процесса формообразования, обусловленную вероятностью образования таких дефектов, как потеря устойчивости ребер и появлению в них трещин при больших степенях деформации.

Не останавливаясь подробно на разновидностях конструктивных решений монолитно-фрезерованных панелей отметим детали, ребра которых имеют Т- и Г-образную форму (см. рисунок 1.3). Данные детали отличает такая особенность, как наличие развитой опорной поверхности со стороны внутреннего набора, что открывает дополнительные технологические возможности для гибочных операций, на реализацию которых, в частности, направлена данная диссертационная работа.

Рисунок 1.3 – Конструктивные решения ребер монолитно-фрезерованных панелей По геометрической форме обшивки крыла представляют собой совокупность поверхностей одинарной, двойной и знакопеременной кривизны с круткой поперечных сечений. Их геометрические параметры являются переменными величинами, закон изменения которых определяется контуром самолета. Кривизну обводообразующих деталей принято характеризовать местной стрелой прогиба, измеренной на заданной базе в направлении сечений по осям характерных продольных и поперечных сечений, например, по осям элементов силового набора. Точность геометрической формы обводообразующих листовых деталей определяется допустимыми отклонениями от теоретического контура, которые лежат в пределах 0,1 – 1,0 мм [57].

Форма типовой обшивки крыла состоит из двух конических поверхностей с круткой поперечных сечений (см. рисунок 1.4). Переход из одной поверхности в другую проходит через перелом профиля (перегиб) в виде участка знакопеременной двойной кривизны [53, 57].

Рисунок 1.4 – Геометрическая форма типовой обшивки крыла с круткой поперечных сечений Распределение радиусов кривизны сечений типовых обшивок и панелей крыла приведено на рисунках 1.5, 1.6, 1.7.

Рисунок 1.5 – Распределение радиусов продольной и поперечной кривизны в зоне перегиба верхней панели крыла самолета Бе-200 в миллиметрах Рисунок 1.6 – Изменение радиуса продольной кривизны нижней обшивки крыла самолета Sukhoi Superjet Рисунок 1.7 – Изменение минимального радиуса поперечной кривизны по длине обшивки крыла самолета Sukhoi Superjet 1.2 Существующие технологии формообразования Заготовками для изготовления панелей и обшивок служат листы или плиты, получаемые прокаткой, а также прессованные профили, выполняемые из высокопрочных деформируемых термически упрочняемых алюминиевых сплавов системы алюминий – цинк – магний – медь в закаленном и искусственно состаренном состоянии. Особенностью применяемых материалов является повышенная чувствительность к повторным нагрузкам и концентрации напряжений. Это определяет выбор конструктивных форм с большой плавностью переходов при изменении сечений, малыми перепадами жесткости и т.д. [53].

Под действием эксплуатационного изгибающего момента верхняя обшивка крыла нагружена регулярно повторяющимися сжимающими усилиями, а нижняя – растягивающими. В связи с этим для верхних сжатых панелей используются высокопрочные материалы, хорошо работающие на сжатие, наиболее распространенным из которых является В95Т2. Для нижних «растянутых» панелей применяются материалы, имеющие высокие усталостные характеристики, например, Д16Т.

Основным видом механической обработки при изготовлении заготовок панелей и обшивок является фрезерование торцовыми, концевыми и специальными фрезами. Режимы резания выбирают исходя из требования получения заданной шероховатости обработанной поверхности с учетом ограничений по допустимому нагреву материала детали в зоне обработки [37, 49].

Основными технологиями формообразования обшивок и панелей являются свободная гибка на прессовом оборудовании, гибка-прокатка на трехи четырехвалковых листогибочных машинных, метод ДУФ, гибка с растяжением на специальных роботах или обтяжных прессах [6, 7, 17, 53]. Для деталей типа монолитно-фрезерованных панелей также применяются методы раскатки роликами, посадки или разводки полок и ребер в специальных штампах.

Свободная гибка на прессах типа ПП-250 является одним из наиболее универсальных методов формообразования. Эта технология применяется как самостоятельный процесс формообразования обшивок одинарной кривизны длиной до 25 метров, для правки заготовок, а также для подгибки мест усилений перед дробеударным формообразованием [6]. Однако применение свободной гибки в качестве основной технологической операции ограничивается классом деталей одинарной кривизны [7]. В работах [3, 46, 64] показана нецелесообразность формообразования обшивок прессовой гибкой, из-за утраты ими кривизны при последующей упрочняющей обработке дробью.

Также следует заметить, что гибка обшивок в передвижку значительно уступает по производительности гибке-прокатке на валковых машинах. После гибки на прессе детали имеют такой дефект формы, как огранка [76]. Однако для участков монолитных панелей, как стык крыла и центроплана с толщиной 30 мм и более, прессовый метод является единственно возможным. В то же время для него характерны отсутствие стабильности, большая трудоемкость и потребность в высокой квалификации персонала.

Формообразование локального перегиба на универсальных прессах может быть выполнено с использованием сопряженного штампа для обшивок и на рессорном штампе свободной гибки — для панелей с ребрами [77].

Процесс формообразования перегиба в штампе для свободной гибки связан с необходимостью выполнения большого числа нагружений с постепенной доводкой геометрии панели до требуемой.

Известны образцы зарубежного прессового оборудования, предназначенного для последовательного формообразования панелей в программном режиме. Его выпускают фирмы «Verson-LCM», «Hammerly», «Sheridan-Grey»

и др. [6, 7].

Среди отечественных разработок необходимо отметить пресс СПП- конструкции НИАТ (см. рисунок 1.8). Он предназначен для гибки и правки панелей одинарной кривизны длиной до 25 метров. Пресс оснащен системой ЧПУ с гидравлической следящей системой, обеспечивающей позиционирование плавного ползуна с погрешностью не более 0,1 мм. Формообразование и правка панелей может выполняться в ручном, полуавтоматическом и автоматическом режимах.

Рисунок 1.8 – Специальный правильный пресс с ЧПУ СПП- Обшивки с линейчатой (цилиндрической и конической) формой поверхности могут изготавливаться методом гибки прокатки на трех- и четырехвалковых листогибочных машинах. Гибка-прокатка отличается более высокими производительностью и точностью при достаточной стабильности, но ее применение ограничено размерами рабочего пространства существующего оборудования, не позволяющими изготавливать детали длиной более 15 метров [6, 14, 15, 17, 51].

Известны отечественные станки для гибки-прокатки типа КГЛ, ГЛС, ГЛП. Специально для производства широкофюзеляжных самолетов был создан уникальный валковый станок типа ГЛП-1000 с длиной валков 15 метров.

Также известны зарубежные разработки автоматизированных станков для гибки-прокатки фирм «Verson-LCM», «Sheridan-Grey», и др. Валковые станки могут оснащаться механическими и гидравлическими копировальными устройствами или системами ЧПУ, обеспечивающими высокую точность позиционирования нажимного валка. Автоматическое управление гибкойпрокаткой резко увеличивает производительность станка за счет отсутствия остановок, связанных с замерами кривизны и регулировкой положения верхнего валка. Однако получение деталей, имеющих переменную крутку поперечных сечений, на перечисленных станках не представляется возможным.

На растяжно-обтяжных прессах могут изготавливаться обшивки двойной и знакопеременной кривизны [6]. Обтяжные прессы могут оснащаться сменными прямо- и криволинейными зажимными устройствами. Различают прессы с горизонтальным и вертикальным расположением зажимных губок, а также комбинированные прессы с четырьмя зажимными устройствами и универсальные гидравлические прессы со встроенными зажимными устройствами. Применение обтяжного оборудования ограничено максимальной длиной заготовки, которая составляет около 12 метров [7].

Для формообразования деталей пологой формы могут применяться методы, основанные на эффекте релаксации упругих напряжений – формообразование в режиме ползучести и формообразование с наложением ультразвукового поля. Первый метод реализуют по схеме: установка заготовки в формообразующий блок, нагрев до температуры искусственного старения, деформирование по рабочему контуру, рассчитанному с учетом восстановления, выдержка в поджатом состоянии, охлаждение, снятие нагрузки, старение [10]. Реализация процесса формообразования в режиме ползучести в серийном производстве длинномерных листовых деталей требует изготовления большого количества специальных приспособлений для деформирования по контуру и не гарантирует получение высокой точности окончательной геометрической формы детали.

Метод дробеударного формообразования эффективно применяется для изготовления крупногабаритных обшивок и панелей, как на отечественных, так и на зарубежных авиационных заводах. Его преимущества состоят в меньшей стоимости оборудования, меньшей трудоемкости процесса и в повышении усталостной прочности детали, за счет создаваемых в поверхностных слоях металла напряжений сжатия [6, 17]. Кривизна детали, получаемая в процессе обработки дробью, зависит от интенсивности струи дроби и толщины материала заготовки. Дробеударная обработка может проводиться как с одной, так и с двух сторон заготовки при разной скорости дроби.

К технологическим преимуществам метода ДУФ относятся распределенный характер нагружения, полное отсутствие эффекта частичного упругого восстановления исходной формы и возможность регулирования интенсивности воздействия. Этим обусловлено достижение высокой точности формообразования наряду с увеличением производительности процесса и реализацией эффекта упрочнения, повышающего усталостную прочность и долговечность деталей.

Применение свободного ДУФ в качестве основной технологической операции ограниченно деталями типа монолитных ребристых панелей, имеющих развертывающуюся поверхность, при направлении ребер жесткости, совпадающем с линией гиба, когда жесткость оребрения значительно больше жесткости полотна [22]. В других случаях образование поперечной кривизны детали сопровождается возникновением таких нежелательных деформаций, как искривление детали в продольном направлении и крутка сечений. При толщине полотна более 20 мм и менее 1,5 мм проведение дробеобработки технически осложняется. При больших толщинах возможно появление подповерхностных трещин, а при меньших значительно повышаются требования к точности режимов обработки [17]. Поэтому утолщения панелей перед дробеударной обработкой подгибают на гибочных прессах.

В зарубежном авиастроении применяются два основных способа ДУФ:

обработка с заневоливанием (pre-stress), которое позволяет увеличить кривизну в направлении предварительного упругого изгиба [87], а также формообразование в свободном состоянии, в основе которого лежит использование двухсторонней дробеобработки детали [79, 80].

Первый способ требует применения соответствующей технологической оснастки и оборудования для односторонней обработки. Его возможности ограничены деталями с линейчатыми поверхностями, поэтому при изготовлении панелей крыла, имеющих двойную кривизну, более распространен второй способ, впервые реализованный фирмой Boeing. Технологический комплекс включает две дробемётные установки, первая из которых предназначена для получения продольной кривизны двухсторонней обработкой кромок дробью, а на второй установке выполняется обработка дробью наружной поверхности панели для получения поперечной кривизны [89]. После каждой операции формообразования выполняется зачистка обработанных поверхностей, а по завершению обработки деталь подвергается поверхностному упрочнению дробью диаметром 0,6 мм.

Обе схемы обработки, применяемые за рубежом, требуют проведения большого объёма опытных работ на натурных деталях, так как обработка выполняются в закрытых камерах, а окончательная форма деталей достигается только по завершении процесса. Такие затраты на подготовку производства не гарантируют достижения требуемой точности. Достигаемая точность контура получаемых деталей составляет 1,3 мм с приложением допустимой нагрузки 45,36 кг на сечение [89]. Это означает, что применение таких технически сложных установок решает проблему механизации операции лишь предварительного (чернового) формообразования, а для окончательной доводки формы необходимо ручное оборудование и набор контрольной оснастки. К тому же во многих источниках говорится, что процесс формообразования зоны перегиба является длительным и многошаговым, что может сделать эту технологию узким местом в производстве.

Для формообразования крупногабаритных обшивок и панелей гражданских самолетов применяется комбинированный метод формообразования, позволяющий устранить отмеченные недостатки метода ДУФ. При формообразовании комбинированным методом требуемая форма детали достигается суммированием двухосного изгиба, создаваемого односторонней обработкой дробью, и одноосного изгиба в продольном направлении, обеспечиваемого различными методами упругопластического деформирования в зависимости от конструкции детали. Сочетание дробеобработки с прессовой гибкой, гибкой-прокаткой или раскаткой ребер позволяет получать различные поверхности одинарной, двойной и знакопеременной двойной кривизны (см. рисунок 1.9). При формировании продольной кривизны можно осуществить закрутку поперечных сечений гибкой-прокаткой под углом к образующим или созданием переменной степени деформации при раскатке ребер монолитнофрезерованных панелей [64].

Главным преимуществом комбинированного метода формообразования является разделение процесса на достаточно простые, легко управляемые и контролируемые операции. Описанный способ формообразования прошел апробацию в опытном производстве панелей кессона крыла самолетов ТУи ТУ-334.

Дробеударная обработка аэродинамической поверхности с увеличением интенсивности от корневого сечения к концевому придает детали геометрию, которую можно представить в виде конической поверхности с изогнутыми продольными образующими. Такую геометрическую форму можно получить суперпозицией конической и цилиндрической поверхностей переменного радиуса. Исходя из этого, для придания деталям компенсирующей продольной кривизны предпочтительным является применение операции гибкипрокатки как более производительного процесса, обеспечивающего получение требуемой цилиндрической формы поверхности с круткой поперечных сечений.

Рисунок 1.9 – Схема комбинированных методов формообразования [53] В рассматриваемом случае при гибке-прокатке обшивок в продольном направлении длина валков ограничивается шириной детали, которая обычно не превышает двух метров. В работах [46, 64] отмечается применение для этих целей универсальных листогибочных машин типа И2220, И2222 и т.п.

Перед проведением гибки-прокатки детали размечаются путем нанесения линий гиба, перпендикулярных центральной процентной линии поверхности.

Упомянутые листогибочные машины имеют ручное управление, что значительно ограничивает технологические возможности процесса и снижает точность формы деталей. К тому же процесс образования поверхностей с круткой поперечных сечений весьма трудоемок, т.к. требует многократных остановок процесса и ручного перемещения детали согласно разметке.

При выполнении гибки-прокатки монолитно-фрезерованных оребренных панелей применяют различные технологические накладки и заполнители, что значительно снижает производительность процесса. Для панелей с Ти Г-образными ребрами (см. рисунок 1.3), горизонтальная поверхность полок которых может быть использована в качестве опорной, возможно выполнение гибки-прокатки без заполнителей, однако на сегодняшний день это не представляется возможным в связи с отсутствием технологических рекомендаций и управляемого оборудования [31].

Применяемая в комбинированных методах формообразования схема односторонней обработки дробью значительно упрощают задачу создания технологического оборудования. В данном случае обработка дробью, а также последующая зачистка, выполняется на специальной установке, в которой сменные рабочие органы – дробемётный аппарат и зачистная головка перемещаются относительно детали, закреплённой в продольном теоретическом контуре. Принципиальным отличием такой установки от отмеченного выше зарубежного оборудования с проходными рабочими камерами является использование дробемётных аппаратов контактного типа со сменными уплотнительными устройствами. Применяемая схема обработки делает ДУФ подобным фрезерованию со сменой инструмента, что облегчает задачу применения программного управления и обеспечивает возможность свободного доступа к детали для контроля её формы в процессе обработки [53].

Для реализации операции дробеударного формообразования на Иркутском авиационном заводе разработана специальная установка с ЧПУ (см. рисунок 1.10), однако существующее оборудование для гибки-прокатки не обеспечивает требуемой точности формообразования и стабильности процесса, и не может быть применено в серийном производстве.

Следует отметить, что ручное управление гибкой-прокаткой не позволяет достичь требуемых показателей точности формообразования деталей [57]. При этом задача автоматизации процесса гибки-прокатки обшивок в продольном направлении с обеспечением требуемой точности и стабильности процесса имеет ряд трудностей.

В связи с внедрением в производственный процесс автоматизированного оборудования необходимо отметить актуальность применения систем автоматизированного проектирования (САПР) для подготовки производства и, в частности, для разработки управляющих программ для станков с ЧПУ.

Рисунок 1.10 – Установка УДФ-4 (а) с рабочими органами: дробеметным аппаратом 3Д400М (б) и зачистная головка ЗГ-2 (в) [54] 1.3 Теоретические и экспериментальные исследования технологических процессов упругопластической гибки и Теория технологического процесса упругопластической гибки является достаточно исследованной. Природа упругих и пластических деформаций металла рассмотрена в работах [4, 32, 71, 72]. Известен ряд работ по теории обработки металлов давлением [15, 18, 70]. Прикладные методики расчета параметров упругопластической гибки освещены в работах [4, 42, 43, 51].

В общем случае изгиб заготовки осуществляется одновременным действием внешних изгибающих моментов, а также продольных и поперечных сил. Под действием изгибающих моментов, приложенных к двум противоположным краям прямоугольной заготовки, уменьшается радиус срединной поверхности. При достижении заготовкой определенной кривизны в поверхностных слоях появляются пластические деформации, которые по мере дальнейшего деформирования распространяются в глубь от поверхности [70].

Решение большинства технологических задач по упругопластическому формообразованию основано на теории малых упругопластических деформаций, основные положения которой описаны в [4].

Как известно при изгибе часть слоев заготовки получает удлинение в тангенциальном направлении, а другая часть сжатие. Соответственно существует поверхность, разделяющая зоны растяжения и сжатия, которую называют нейтральной поверхностью напряжений или нейтральным слоем. В теориях упругости и пластичности для описания закономерностей изгиба применяется гипотеза плоских сечений, в которой удлинения продольных волокон прямо пропорциональны их расстояниям от нейтрального слоя.

Как отмечено в [70], для нейтрального слоя характерно смещение по материальным слоям заготовки в сторону зоны сжатия в процессе увеличения её кривизны, что образует зону немонотонной деформации.

Наличие в изгибаемом сечении зон упругой и пластической деформации приводит при разгрузке к уменьшению кривизны и возникновению остаточных напряжений. Величины остаточных напряжений и упругого пружинения могут определяться на основании теоремы о разгрузке [30], согласно которой связь между напряжениями и деформациями при разгрузке подчиняется закону Гука. Если тело при нагружении испытывало неоднородную деформацию, то при разгрузке в нем возникают остаточные напряжения, величина которых определяется разностью между напряжениями и, действующими в нагруженном теле, и фиктивными напряжениями, которые возникли бы в теле при том же внешнем силовом воздействии, но при условии только упругого деформирования [15, 70]. Остаточная кривизна нейтрального слоя Ro изогнутой заготовки при этом определяется как:

где Ra – активный радиус кривизны при нагружении; R' – изменение радиуса кривизны при пружинении.

Для теоретического описания механических свойств материала в исследованиях процессов пластического формообразования деталей применяются аналитические описания зависимости между напряжениями и деформациями. Точность аналитического выражения последней определяет сложность теоретических расчетов параметров формообразующих операций и погрешность получаемых результатов. Для обеспечения практической применимости расчетных методик, чаще всего прибегают к различным аппроксимациям кривой упрочнения (см. рисунок 1.11).

Рисунок 1.11 – Аппроксимация истинной кривой упрочнения (сплошная линия) степенной (пунктирная линия) и линейно-степенной (точечная линия) функциями Степенная аппроксимация предусматривает использование для всего диапазона деформаций функцию:

где K – модуль упрочнения; n – показатель степенной аппроксимации кривой упрочнения.

При использовании линейно-степенного закона в области пластических деформаций применяется зависимость (1.1), а в упругой области аппроксимирующая функция имеет вид:

где E – модуль упругости материала.

Пересечение линий, отображаемых этими функциями, происходит при относительной деформации:

Константы K и n зависят от механических характеристик материала и определяются из условия прохождения аппроксимирующей кривой через точки условного предела текучести и предела прочности истиной кривой упрочнения:

где 0, 2 – условный предел текучести материала, определяемый заданным допуском на остаточную деформацию.

В [43] отмечено, что при аналитическом описании изгиба широких заготовок, следует применять приведенный модуль упрочнения K П :

В [42] указано, что при пластическом изгибе широких заготовок (у которых ширина несоизмеримо больше толщины) на относительные радиусы кривизны Ra / H 2 возникает плоское деформированное и напряженное состояния, так как в направлении, перпендикулярном плоскости изгиба (по оси Z), деформация стеснена (см. рисунок 1.12):

Рисунок 1.12 – Схема напряженного и деформированного состояний при изгибе широких заготовок При значительных степенях изгиба, поперечные напряжения, направленные перпендикулярно плоскости изгиба могут приводить к образованию «седловины» [1, 42, 51].

Известна методика расчета технологических параметров упругопластической гибки, описанная в [43], основанная на определении положения нейтрального слоя изгибаемого сечения. Затем вычисляется кривизна изгибаемого элемента ka 1 / Ra по нейтральному слою, и находится расстояние от него до границы зоны упругой деформации. В зоне упругих деформаций расчет производится по линейной зависимости E, а в зоне пластической деформации по степенной K П n. При этом сечение разбивается на зоны различной ширины и производится интегрирование эпюры напряжений по площади поперечного сечения (см. рисунок 1.13):

Рисунок 1.13 – Схема для расчета параметров упругопластической гибки элемента комплексной формы сечения По данному уравнению методом последовательных приближений вычисляется параметр y Н, характеризующий положение нейтрального слоя, и определяется соотношение между кривизной нейтрального слоя и внешним изгибающим моментом:

где J уп и J 'пл – моменты инерции относительно нейтральной оси соответственно упруго- и пластически деформированных зон по высоте сечения, зависящие от его формы и радиуса кривизны.

Для описания состояния фиктивного равновесия, соответствующего упругой задаче, используется линейная зависимость между напряжениями и деформациями. При этом связь фиктивной кривизны k ' и изгибающего момента будет определяться как:

где J – момент инерции всей площади поперечного сечения относительно нейтральной оси.

Совместным решением уравнений (1.4) и (1.5) определяется остаточная кривизна пластически изогнутого элемента k о :

Для деталей с сечением прямоугольной формы высотой H и шириной B в работе [43] приводится выражение, связывающее остаточную кривизну k о с кривизной k a в активной стадии нагружения при упругопластической гибке:

где k o – остаточная продольная кривизна детали после гибки, определяемая для участка детали в районе линии гиба; v – коэффициент, характеризующий относительную величину упругой зоны по высоте сечения:

s – деформация в точке перехода упругого участка зависимости от в пластический (1.2); – постоянный для каждого металла коэффициент, определяемый через его механические свойства:

где K П – приведенный модуль упрочнения, зависящий от соотношения компонент напряженно-деформированного состояния (1.3).

В работах [42, 45] рассмотрены вопросы геометрической нелинейности при упругопластическом изгибе тонких заготовок, в связи с которой условия равновесия изогнутого элемента необходимо описывать с учетом его конечного формоизменения и нелинейной зависимости внутренних сил и моментов от внешних нагрузок. Для аналитического описания данного процесса вводится уравнение изогнутой оси, которое описывается через эллиптические интегралы в форме Лежандра. При следящем перемещении деформирующей силы кривизна изогнутого элемента:

где – силовой коэффициент, отражающий силовые факторы нагружения и условную жесткость сечения; k, – эллиптические параметры; n – показатель степенной аппроксимации; H – толщина заготовки; P – сила, приложенная в точках контакта валков с заготовкой.

Авторами приводится методика расчета технологических параметров гибки-прокатки, учитывающая асимметричность схемы нагружения в процессе гибки-прокатки, геометрическую нелинейность процесса и смещение точек контакта заготовки с деформирующими валками.

Рисунок 1.14 – Расчетная схема процесса гибки-прокатки [42] К настроечным параметрам гибки-прокатки, влияющим на получаемую кривизну, относятся расстояние между центром нажимного валка и линией центров опорных валков H 0 и межосевое расстояние последних 2L0 (см. рисунок 1.14):

где H H и H P – относительные перемещения валков в зонах нагружения и разгрузки соответственно.

Разработанные в упомянутых работах методики достаточно сложны для применения. Так как определить влияние несимметричности формы на изменение расстояния между валками в зонах нагружения и разгрузки можно только при известных составляющих перемещений H P и H H, то решение данной технологической задачи проводится методом последовательных приближений по номограммам теоретических уравнений, полученным для фиксированных значений расстояний между нижними валками L0. Сначала рассчитываются параметры H P и H H без учета изменения расстояния между валками. Затем при известных H P и H H вычисляются угловое смещение точки касания заготовки с нажимным валком и измененные расстояния между валками в зонах нагружения и разгрузки LH и LP. По скорректированному расстоянию между валками определяется уточненная величина составляющих перемещения H P и H H.

В работе [44] приведены данные экспериментальных исследований, показывающие, что кривая зависимости настроечного параметра H 0 от остаточного радиуса кривизны детали Rо при разбросе механических свойств заготовки и ее толщины смещается как жесткая линия параллельно номинальному положению с точностью до 1...2%. При этом отмечается, что для обеспечения требуемой точности расчета по данной методике необходимо проведение пробных изгибов образцов для определения поправки на реальные механические свойства. Величина данной поправки может достигать нескольких миллиметров.

Практическое применение описанной методики на производстве затруднено из-за высокой сложности и трудоемкости расчета и необходимости проведения опытных работ. Возможности ее использования ограничиваются классом деталей прямоугольной формы сечения и простых профилей.

Практический опыт гибки-прокатки обшивок в поперечном направлении показывает, что при превышении определенного значения кривизны могут возникать дефекты геометрической формы детали, выраженные в отпечатывании элементов внутреннего набора (утолщений для крепления элементов каркаса, окантовок) на аэродинамической поверхности детали. Для случая компенсирующей гибки-прокатки в продольном направлении возможность проявления данного дефекта остается неизученной.

Также неизученным является наблюдаемое на практике образование локального перегиба на начальном участке прокатываемой детали, связанное с переходом гибки-прокатки от симметричной к ассиметричной схеме нагружения.

Обработке дробью, как процессу поверхностного пластического деформирования, посвящено значительное количество исследований [9, 23, 24, 27, 36, 53, 63, 67, 75].

Интегральным силовым фактором процесса ДУФ, приводящим к формоизменению обрабатываемых деталей, является распределенная растягивающая сила Р, приложенная на расстоянии zc от поверхности детали [8, 29, 61, 53]. Эту силу можно представить двумя компонентами: Px, Py (см. рисунок 1.15).

Рисунок 1.15 – Компоненты поверхностной нагрузки при ДУФ В результате действия компонент растягивающей силы P листовая деталь получает деформацию, которая определяется относительным удлинением ф и кривизной k ф, компоненты которых определяются выражениями:

где Pj – компоненты распределенной (на единицу длины) растягивающей внутренней силы ( j x, y ); H – толщина детали; E – модуль упругости рода; M j – компоненты изгибающего момента:

где z0 – координата нейтрального слоя детали; zcj – координата точек приложения компонент силы Pj ; K y – коэффициент вида напряженнодеформированного состояния (НДС); H пр – приведенная толщина детали, определяемая с учетом изменения жесткости ее продольного сечения в связи с изгибом.

Необходимо отметить исследования, направленные на решение проблемы комплексного учета и управления влиянием технологического наследования при формировании НДС деталей типа панелей и обшивок в ходе последовательной реализации технологического процесса их изготовления.

Комбинированный метод формообразования в сочетании «гибка – ДУФ» для деталей типа обшивок и «раскатка роликами – ДУФ» для ребристых панелей рассмотрен в работах [11, 34, 46, 53, 66]. Соотношения между компонентами кривизны детали типа обшивки в работе [53] описывается уравнением где k x, k T – теоретические значения компонент соответственно поперечной и продольной кривизны детали; k Гу – кривизна, созданная гибкой, в продольном направлении k Гу 1 / RГу, здесь RГу – радиус остаточной кривизны.

Исследованию технологического сочетания «гибка-прокатка – дробеударное формообразование» посвящена работа [46]. Автором рассмотрено влияние напряженно-деформированного состояния, формируемого при гибке-прокатке, на динамику дробеударного формообразования деталей типа обшивок. При этом отмечено значительное повышение жесткости детали на изгиб после гибки-прокатки в направлении, перпендикулярном плоскости изгиба. Приведены зависимости, связывающие степень покрытия при обработке дробью, необходимую для получения требуемой кривизны, с радиусом компенсирующего изгиба. В указанной работе не учтена разность первоначальной жесткости реальных деталей в продольном и поперечном направлениях и анизотропия механических свойств материала. Также автором не приводятся рекомендации по расчету параметров компенсирующей гибкипрокатки и не определены зависимости для расчета остаточного угла закручивания поперечных сечений.

В работе [71] приводится выражение, устанавливающие зависимость компонент радиуса кривизны исходно плоской пластины при её нагружении распределенными по краям изгибающими моментами:

где M j,k – изгибающий момент, действующий на пластину в рассматриваемом направлении; E – модуль упругости первого рода; – коэффициент Пуассона; H – толщина пластины.

Так как решение систем уравнений вида (1.8) представляет определенные трудности, в ряде работ выводятся удобные для интегрирования уравнения, связывающие одноименные компоненты напряжений и деформаций при сложном (объемном) напряженном состоянии [42, 43, 53, 63]. Таким образом, выражение (1.8) преобразуется к виду:

где k j – компоненты кривизны пластины, k j 1 / R j ; K упр – коэффициент вида НДС, характеризующий отличие зависимости между компонентами напряжений и деформаций в рассматриваемом направлении при сложном НДС от зависимости, отвечающей одноосному НДС в области упругих деформаций, при котором K упр = 1. При изгибе пластин K упр = 1,125; H пр – приведённая толщина поперечного сечения детали типа пластины, эквивалентная по моменту инерции реальной детали. Для детали, имеющей исходную кривизну в плоскости перпендикулярной направлению изгиба, в [53] приводится выражение:

где Ro – радиус остаточной кривизны; L – длина пластины; – угол поворота крайних поперечных сечений при изгибе:

Ограничением в практическом применении приведенных расчетных методик является значительная сложность и трудоемкость определения геометрических характеристик сечений реальных деталей, подготовки исходных данных и проведения расчета. Актуальным решением данной проблемы является автоматизация расчета на основе применения CAD-систем. В работе [2] приводятся результаты создания системы автоматизированного определения параметров ДУФ на основе анализа электронной модели детали, созданной в системе NX. Возможности указанной системы позволяют автоматически рассчитывать момент инерции и приведенную толщину сечений детали.

Перспективным способом определения технологических параметров упругопластической гибки является использование систем инженерного анализа CAE (Computer Aided Engineering) на базе МКЭ. Преимуществами метода являются достаточная точность расчета, возможность учета анизотропии механических свойств материала и применимость для деталей с поперечными сечениями любых геометрических форм. Для моделирования технологических процессов формообразования могут примяться такие пакеты конечноэлементного анализа как LS-DYNA, ANSYS, PAM-STAMP, MARC, NASTRAN и др.

Методы математического моделирования процессов обработки металлов давлением (ОМД) описаны в работах отечественных и зарубежных авторов [5, 62, 81, 88]. Современные подходы к конечно-элементному моделированию процессов ОМД рассмотрены в [30, 39, 60, 82].

Для обеспечения требуемой точности конечно-элементного моделирования процессов ОМД необходимо создание адекватной модели материала деформируемого изделия. Современные подходы к математическому моделированию материалов приведены в работах [16, 41, 73, 78, 83, 85]. Несмотря на наличие в современных CAE-системах большого количества встроенных моделей материалов, необходимо анализировать возможность их применения с учетом анизотропии механических свойств материала и способа задания закона упрочнения.

Следует отметить, что использование таких систем требует специальных знаний, сопряжено со значительными временными затратами, которые могут быть значительно снижены путем применения высокопроизводительных ЭВМ.

В работе [20] приведена общая структура программного комплекса для определения параметров процесса ДУФ деталей типа обшивок на основе систем MSC.NASTRAN», Marc. Предлагаемая система работает следующим образом. В соответствии с последовательностью обхода, назначаемой в интерактивном режиме с учетом опыта формообразования подобных деталей, осуществляется нагружение первого из обрабатываемых участков детали расчетной нагрузкой. Результатом моделирования первого этапа обработки является новый (промежуточный) электронный макет поверхности, который используется в качестве исходного для определения потребных изгибающих моментов и параметров ДУФ для следующего участка и т.д. Результатом расчета является распределение параметров процесса ДУФ по поверхности обрабатываемой детали.

2 Определение технологических параметров компенсирующей гибки-прокатки при комбинированном 2.1 Моделирование процесса комбинированного формообразования панелей и обшивок в последовательности «гибка-прокатка – дробеударное формообразование»

2.1.1 Моделирование процесса гибки-прокатки Технологическими параметрами гибки-прокатки на универсальных трехвалковых листогибочных машинах являются расстояние H 0 между осью нажимного валка и линией центров опорных валков, длина обрабатываемого участка L и угол между поперечными образующими детали и осями валков листогибочной машины (см. рисунок 2.1).

Рисунок 2.1 – Технологические параметры гибки-прокатки деталей с круткой поперечных сечений Наиболее требовательными к точности позиционирования валков листогибочной машины деталями являются монолитно-фрезерованные панели ввиду высокой жесткости и малой кривизны контура. Для обеспечения требуемой точности компенсирующей гибки-прокатки деталей данного типа погрешность позиционирования нажимного валка не должна превышать 0,1 мм.

[45, 47]. У современных валковых машин с ЧПУ отклонения положения нажимного валка от заданного лежат в пределах 0,05..0,1 мм. В связи с этим необходимо минимизировать погрешности при расчете настроечного параметра H 0.

Известная методика определения настроечного параметра H 0, разработанная профессором М.И. Лысовым, сложна в применении и не обеспечивает требуемой точности расчета без проведения пробного изгиба образца детали для определения поправочного коэффициента, учитывающего разброс механических свойств материала и влияние конструктивных элементов детали [42, 45]. В основе расчета деталей комплексных форм сечения по методике М.И. Лысова лежит нахождение положения нейтрального слоя изгибаемой детали и определение относительно него расстояния до границы зоны упругой деформации с последующим интегрированием эпюры напряжений по площади поперечного сечения [45] (см. рисунок 2.2).

Рисунок 2.2 – Распределение зон упругих и пластических деформаций по теории М.И. Лысова (а) и при изгибе панели на малую кривизну (б) При изгибе на большие радиусы кривизны деталей типа панелей и обшивок, содержащих конструктивные элементы типа карманов, ребер, утолщений для крепления деталей каркаса, пластическую деформацию приобретают только места подкреплений, а полотно детали деформируется упруго и после разгрузки работает на пружинение. В связи с этим расчет по нейтральному слою не обеспечивает требуемой точности определения настроечных параметров для деталей типа обшивок и панелей без проведения опытных работ для определения поправочного коэффициента.

На рисунке 2.3 показано распределение пластических деформаций при изгибе листа прямоугольного сечения и конструктивно-подобного образца обшивки с карманами, которые имеют одинаковую приведенную толщину.

Рисунок 2.3 – Распределение пластических деформаций при изгибе листа (а) и конструктивно-подобного образца обшивки (б) с одинаковой приведенной толщиной поперечного сечения Для определения поправочного коэффициента K Г, учитывающего разброс механических свойств материала и влияние конструктивных элементов детали, без проведения опытных работ на образцах деталей был использован метод КЭМ.

В настоящей работе для выполнения расчетов по МКЭ была применена система нелинейного конечно-элементного анализа LS-DYNA, специально созданная для моделирования динамических процессов, к которым относится обработка металлов давлением [30, 84].

Для решения задач динамики в LS-DYNA реализованы явный (explicit) и неявный (implicit) методы решения систем дифференциальных уравнений.

В явном методе решения используются рекуррентные соотношения, выражающие перемещения, скорости и ускорения на данном шаге через их значения на предшествующих шагах. В решателе LS-DYNA при явном интегрировании применяется метод центральных разностей, когда ускорение полагается постоянным в течение шага [30]. Явный метод предпочтителен для решения трехмерных динамических нелинейных задач (обработка металлов давлением, механика жидкости и газа, теплоперенос), так как требует применения малого шага интегрирования. Решение неявным методом предполагает определение равновесия между внутренними силами и внешними нагрузками методом итераций Ньютона–Рафсона после каждого шага интегрирования. Неявный метод позволяет получить точность вычисления, аналогичную использованию явного метода, при больших значениях шага интегрирования, однако с ростом размерности задачи повышаются требования к вычислительным ресурсам [82] (см. рисунок 2.4).

Для моделирования гибки-прокатки был применен явный метод решения, так как малый шаг интегрирования дает преимущества в решении задач с нелинейным поведением материала и геометрии (контактные взаимодействия и трение), а также большими перемещениями. Также нужно отметить, что размерность рассматриваемых задач составляет более 100 000 трехмерных конечных элементов, что вместе с высокой нелинейностью процесса затрудняет их решение неявным методом на современном персональном компьютере.

Рисунок 2.4 – Затраты вычислительных ресурсов при расчете явным и неявным методами интегрирования [82] КЭМ гибки-прокатки заготовки целиком возможно только для небольших деталей с незначительным изменением кривизны. Для длинномерных обшивок и панелей процесс моделирования пробных изгибов с корректировкой хода нажимного валка требует неприемлемо больших временных затрат.

Поэтому расчет необходимо проводить по типовым поперечным сечениям детали. Для обеспечения заданной точности вычислений каждому изменению приведенной толщины детали типа обшивки на 2 миллиметра должно соответствовать свое расчетное сечение. Для деталей типа панелей контрольные сечения следует выбирать в зависимости от количества ребер в поперечном сечении.

Рассмотрим разработанную методику конечно-элементого моделирования гибки-прокатки на примере гибки-прокатки типового участка обшивки крыла гражданского самолета (см. рисунок 2.5).

Рисунок 2.5 – Эскиз образца обшивки крыла гражданского самолета При расчете поправочного коэффициента K Г необходимо учитывать влияние неоднородности формы поперечного сечения на остаточную кривизну детали, поэтому для создания конечно-элементной модели использовались трехмерные элементы. 3D-модель участка обшивки была разбита на сетку из 135000 гексаэдральных элементов (см. рисунок 2.6). Для экономии вычислительных ресурсов сетка полотна карманов и краев детали, не подверженных пластической деформации, была выполнена более разреженной.

Рисунок 2.6 – Конечно-элементная модель участка обшивки крыла гражданского самолета Геометрия валков была реализована в виде цилиндрических поверхностей, на основе которых были построены сетки оболочечных четырехузловых конечных элементов (см. рисунок 2.7). Диаметры моделей валков были выбраны в соответствии с трехвалковой листогибочной машиной И2222Б ( Do =240 мм; DН =280 мм; L0 =350 мм). Для минимизации вибрации в местах контакта валков с заготовкой в процессе прокатки длина ребра 2D-элемента, расположенная вдоль образующей окружности, должна составлять 1,5..2, миллиметра в зависимости от типа заготовки и требуемого радиуса кривизны.

Рисунок 2.7 – Конечно-элементные модели поверхностей валков Контакт между валками и заготовкой был задан с помощью специального типа контакта «поверхность – поверхность» (surface to surface), реализованного в системе LS-DYNA. Данный тип применяется для произвольно расположенных тел, которые могут иметь большие области соприкосновения, и подвержены значительному относительному скольжению. Взаимодействие определяется автоматически в процессе расчета, когда поверхность одного тела проникает в поверхность другого. Коэффициент трения вычисляется по следующему уравнению:

где FD – динамический коэффициент трения, FS – статический коэффициент трения, DC – экспоненциальный коэффициент угасания, Vrel – относительная скорость контактирующих поверхностей. В рассматриваемой задаче использовались коэффициенты трения сталь – алюминиевый сплав: FD =0,45;

FS =0,6.

Полный учет анизотропии механических свойств материала требует проведения большого объема испытаний для определения величин сопротивления пластическому деформированию при растяжении в главных осях анизотропии и при сдвиге по отношению к главным осям анизотропии.

Так как при изгибе широких заготовок имеет место плоское деформированное и напряженное состояния (взаимным нажатием волокон пренебрегаем), то при расчете настроечных параметров гибки-прокатки обшивок может быть применена упрощенная модель материала, учитывающая разность механических свойств только в поперечном и долевом направлениях (см. рисунок 1.12). В связи с этим для математического описания механических свойств материала заготовки достаточно ортотропной упругопластической модели.

В данной работе была использована модель анизотропного упругопластического материала, созданная на основе условия текучести Мизеса-Хилла [8, 73]:

где F, G, H, L, M, N – коэффициенты анизотропии.

Данная модель была упрощена до ортотропной. Для определения коэффициентов анизотропии в данном случае достаточно проведения испытаний материала на одноосное растяжение в двух или трех направлениях в зависимости от вида детали.

Упругие деформации и напряжения в данной модели были заданы по линейной зависимости E, для области пластических деформаций на основе графиков разрушения образцов была построена кривая нагружения, аппроксимированная совокупностью прямых (см. рисунок 2.8).

Рисунок 2.8 – Аппроксимация истинной кривой нагружения (точечная линия) материала Д19ЧАТ линейной функцией в зоне упругих деформаций и кусочно-линейной в зоне пластических деформаций (сплошная линия) Для рассматриваемой задачи математическая модель материала (Д19чАТ: в =460 МПа; 0, 2 =343 МПа; в =0,2; 0, 2 =0,0067) была задана на основе данных, полученных при испытаниях на растяжение по ГОСТ 1497- образцов, вырезанных в поперечном и продольном направлениях.

В качестве материала валков использовалась абсолютно жесткая недеформируемая модель.

Для устранения нежелательных вибраций в местах контакта заготовки с валками была применена комбинированная модель демпфирования. Для деформируемого материала заготовки использовалась модель вязкого демпфирования Рейли. Дополнительно к ней была применена модель глобального демпфирования, действующая в узлах деформируемого тела и в центрах масс инструмента. Ускорение демпфирования рассчитывается при моделировании автоматически пропорционально массе тела по зависимости [84]:

где M – диагональная матрица масс, P n – вектор внешней нагрузки, F n – вектор внутренних сил, Fdamp – демпфирующая сила.

С использованием приведенной расчетной модели была выполнена симуляция гибки-прокатки участка обшивки крыла, изображенного на рисунке 2.5, с ходом нажимного валка Z H =20 мм. На рисунке 2.9 приведено распределение напряжений по Мизесу в заготовке в процессе гибки-прокатки.

Рисунок 2.9 – Напряжения по Мизесу во время гибки-прокатки участка обшивки, МПа Для расчета пружинения деформированная после гибки-прокатки сетка конечных элементов заготовки была экспортирована из расчетной модели в специальный файл с сохранением полученных напряжений и деформаций.

Рисунок 2.10 – НДС участка обшивки с остаточным радиусом кривизны 5100 мм после упругого восстановления а) напряжения по Мизесу, МПа; б) относительные пластические деформации Задача расчета пружинения детали после разгрузки является линейной, так как материал деформируется только в упругой зоне, а нелинейность граничных условий можно не учитывать, удалив из модели с помощью специальных средств пре/постпроцессора конечно-элементные сетки валков при экспорте деформированной заготовки. В связи с этим для экономии вычислительных ресурсов расчет упругого восстановления был выполнен неявным (implicit) методом решения, который позволяет получить в результате уравновешенное НДС.

Поэтому была создана модель многошагового расчета пружинения неявным методом. Для точного определения НДС после разгрузки жестких деталей типа панелей достаточно 4-6 шагов. Расчет пружинения обшивок требует до 30 шагов из-за больших упругих деформаций. На рисунке 2.10 приведено НДС участка обшивки после пружинения. Определяемым при моделировании параметром, необходимым для технологических расчетов, является остаточный радиус кривизны Ro, получаемый при данном значении ходы нажимного валка Z H. Определение радиуса может быть осуществлено с помощью функции постпроцессорной системы по трем узлам конечноэлементной сетки, либо путем экспорта деформированной модели заготовки в САПР и последующего измерения с помощью специальных функций. В данном примере остаточный радиус кривизны детали был измерен с помощью функции постпроцессора LS-PrePost по трем узлам и составил 5100 мм.

2.1.2 Моделирование процесса дробеударного Моделирование процесса ДУФ было выполнено с целью определения исходных данных в виде распределения потребного радиуса продольной кривизны детали для дальнейшего определения параметров гибки-прокатки.

В существующих методиках [46, 53] расчета потребного радиуса компенсирующей гибки-прокатки обшивок и панелей принято два основных допущения: жесткость детали принимается равной в продольном и поперечной направлениях, материал считается изотропным (1.7, 1.8). Данные методики обеспечивают достаточную точность технологических расчетов параметров формообразования тонких обшивок с минимальной разностью сопротивления изгибу в продольном и поперечном направлениях. Однако в конструкции самолетов применяются панели и обшивки с подкреплениями толщиной более 8 мм и обнижениями до 3 мм, что обуславливает разность продольной и поперечной жесткости более 30%. В настоящий момент отсутствует методика расчета потребного радиуса компенсирующей гибки-прокатки неравножестких обшивок и панелей.

Применение методики, описанной в [11] для определения радиуса компенсирующей гибки-прокатки затруднено, так как при обратной последовательности операций (сначала гибка-прокатка, затем ДУФ) необходимо проведение многоступенчатого расчета:

Расчет приведенной толщины исходной заготовки в продольном и поперечном направлениях;

Расчет изгибающего момента, необходимого для формирования потребной поперечной кривизны детали;

Определение продольной кривизны k ДУФ, формируемой при ДУФ детали;

Расчет приведенной толщины детали, получившей кривизну в продольном направлении;

5) Расчет изгибающего момента M ДУФ, необходимого для формироваИЗОГ ния потребной поперечной кривизны детали, имеющей продольную кривизну k ДУФ.

6) Расчет требуемой компенсирующей продольной кривизны детали, равной кривизне, получаемой при её изгибе моментом M ДУФ.

Определение требуемой компенсирующей продольной кривизны по приведенной последовательности осложнено высокой трудоемкостью определения геометрических характеристик сечений. При этом данный способ не гарантирует достижения требуемой точности расчета. Для снижения трудоемкости и повышения точности расчета компенсирующего радиуса кривизны R Гу была разработана методика, основанная на методе КЭМ.

Моделирование дробеударного формообразования путем соударения множества дробинок с поверхностью детали затруднено из-за высокой трудоемкости подготовки расчетной модели и неприемлемо большой длительности расчета. Поэтому в данной работе был использован метод моделирования ДУФ распределенными растягивающими силами (см. рисунок 1.15), применение которого для определения параметров дробеобработки рассмотрено в [20].

Рассмотрим разработанную методику расчета требуемого компенсирующего радиуса кривизны на примере образца типовой обшивки крыла гражданского самолета (см. рисунок 2.5).

Так как исследуемый образец имеет неизменный момент инерции поперечного сечения, для экономии вычислительных ресурсов определение радиуса продольной кривизны, формируемого при дробеударной обработке, было выполнено путем моделирования двухосного изгиба участка образца длиной 200 мм.

Для этого на базе CAD-модели участка образца была построена сетка из 95000 гексаэдральных элементов (см. рисунок 2.11).

Рисунок 2.11 – Сетка конечных элементов для моделирования ДУФ образца обшивки Для задания изгибающих нагрузок использовались распределенные растягивающие силы на расстоянии z c от поверхности детали, что эквивалентно изгибу распределенными моментами. Параметры прилагаемой нагрузки были определены на основе выполненных в ИрГТУ экспериментальных исследований по обработке пластин из материала детали (Д19чАТ) по методике, приведенной [9]. Согласно данным исследованиям, при обработке дробью диаметром 3,5 мм при со скоростью 30 м/с средняя глубина приложения распределенных сил z c равна 1,1 мм. Поэтому конечно-элементная сетка была построена так, чтобы узлы элементов располагались на данном расстоянии от поверхности (см. рисунок 2.12). Для корректного моделирования ДУФ было реализовано следящее перемещение распределенной силы, когда при изгибе детали вектор силы поворачивается и продолжает действовать по нормали к плоскости приложения.

Основные решения, использованные при моделировании, аналогичны описанным в п. 2.1.1.

Рисунок 2.12 – Схема приложения распределенной силы для моделирования процесса ДУФ Для определения величины потребной для формирования поперечной кривизны нагрузки было выполнено моделирование двухосного изгиба участка образца плавно возрастающей распределенной силой, приложенной на расстоянии z c =1,1 мм от поверхности.

В результате моделирования установлена величина распределенной растягивающей силы PДУФ =137500 Н/м, потребной для формирования радиуса поперечной кривизны R ДУФ = 5,2 м (см. рисунок 2.13). При таком нагружении радиус продольной кривизны участка образца R ДУФ составил 11,7 м, то есть разность продольной и поперечной кривизны составила 225%.

Рисунок 2.13 – Результаты моделирования ДУФ участка образца панели (показано распределение напряжений по Мизесу, МПа) Так как перед ДУФ деталь уже имеет продольную кривизну, изменяюyП щую ее поперечную жесткость, необходимо оценить разность между R ДУФ и потребным компенсирующим радиусом кривизны R Гу. Для этого было выполнено моделирование компенсирующей гибки-прокатки образца обшивки на остаточный радиус кривизны RГу = R ДУФ = –11,7 м. В результате получена деформированная после гибки-прокатки конечно-элементная сетка (см. рисунок 2.14), которая использовалась для последующего моделирования ДУФ.

Рисунок 2.14 – Распределение пластических деформаций при гибке-прокатке образца обшивки на радиус кривизны 11,7 м В дальнейшем рассматривался центральный участок образца, деформированный гибкой-прокаткой. Для данного участка была смоделирована обработка дробью путем двухосного изгиба плавно возрастающей распределенной силой, приложенной на расстоянии z c =1,1 мм от поверхности (см.

рисунок 2.15).

В результате при воздействии распределенной силы PДУФ =137500 Н/м получена геометрическая поверхность с радиусом продольной кривизны RT –35 м и поперечной кривизны RГибка ДУФ =5,6 м. Отклонение радиуса поxП перечной кривизны RГибка ДУФ от R ДУФ составило 7,7%. При дальнейшем увеличении нагрузки до PДУФ =155500 Н/м произошло распрямление детали в продольном направлении ( R T 125 м). При этом радиус поперечной кривизy ны составил RГибка ДУФ =5,1 м.

Рисунок 2.15 – Распределение напряжений по Мизесу в результате моделирования формообразования образца обшивки в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ», МПа Проанализировав результаты моделирования, был сделан вывод о том, что для повышения точности расчета параметров формообразования обшивок R Гу и PДУФ следует учитывать повышение продольной жесткости детали, образующееся при компенсирующей гибке-прокатке.

Для оценки влияния продольной кривизны на поперечную жесткость оребренных панелей был проведен расчет требуемого радиуса компенсирующей кривизны участка панели крыла гражданского самолета с Гобразными ребрами (см. рисунок 2.16).

Рисунок 2.16 – CAD-модель образца панели крыла гражданского самолета Было проведено конечно-элементное моделирование ДУФ участка обyП разца длиной 200 мм для определения радиуса продольной кривизны R ДУФ, формируемого при дробеударной обработке. Для этого на базе CAD-модели участка образца была построена сетка из 103500 гексаэдральных элементов (см. рисунок 2.17).

Рисунок 2.17 – Сетка конечных элементов для моделирования ДУФ образца панели Основные решения, использованные при моделировании, аналогичны описанным в п. 2.1.2. Согласно указанным выше исследованиям, при обработке дробью материала образца (В95очТ2) диаметром 3,5 мм при со скоростью 30 м/с средняя глубина приложения распределенных сил от поверхности детали z c равна 0,9 мм.

Для повышения точности моделирования гибки-прокатки панелей требуется учитывать разность механических свойств материала при растяжении в трех главных осях анизотропии, так как в основании ребер возникают напряжения и деформации в направлении перпендикулярном плоскости изгиба (см. рисунок 2.18). При этом допустимо пренебречь разностью величин сопротивления пластическому деформированию при сдвиге относительно главных осей анизотропии ввиду малости касательных напряжений, возникающих при изгибе на большие радиусы кривизны.

Рисунок 2.18 – Распределение напряжений при изгибе монолитно-фрезерованной панели в МПа: а) по ширине (ось X); б) по длине (ось Y); в) по высоте (ось Z) Для определения коэффициентов анизотропии модели материала были проведены испытания образцов на растяжение в 3-х главных осях анизотропии по ГОСТ 1497-84. Механические свойства материала образца:

в =522 МПа; 0, 2 =458 МПа; в =0,098; 0, 2 =0,0088.

Был смоделирован двухосный изгиб участка образца плавно возрастающей распределенной растягивающей силой PДУФ, приложенной на расстоянии z c = 0,9 мм от поверхности. В результате установлена величина силы PДУ Ф =87000 Н/м, потребной для формирования радиуса поперечной криxП визны R ДУФ = 6 м (см. рисунок 2.19). При таком нагружении радиус продольyП ной кривизны R ДУФ составил 155-170 м.

Рисунок 2.19 – Результаты моделирования ДУФ участка образца панели (показано распределение напряжений по Мизесу, МПа) Для оценки влияния продольной кривизны на поперечную жесткость панели, было выполнено моделирование компенсирующей гибки-прокатки образца на остаточный радиус кривизны равный R Гу = R ДУФ =155 м. В результате получена деформированная после гибки-прокатки конечно-элементная сетка образца (см. рисунок 2.20), которая использовалась для дальнейшего моделирования ДУФ.

Рисунок 2.20 – Распределение пластических деформаций после гибки-прокатки образца панели на радиус кривизны 155 м: а) внутренняя сторона; б) наружная сторона Для участка образца, деформированного гибкой-прокаткой, была смоделирована обработка дробью, при которой возникает распределенная сила PДУФ =87000 Н/м на расстоянии z c =0,9 мм от поверхности (см. рисунок 2.21).

Рисунок 2.21 – Распределение напряжений по Мизесу после моделирования формообразования образца панели в последовательности «гибка-прокатка – ДУФ», МПа В результате получена геометрическая форма аэродинамической поверхности с радиусом продольной кривизны R T 350-500 м и поперечной кривизны RГибка ДУФ = 6,1 м. Отклонение радиуса поперечной кривизны RГибка ДУФ от R ДУФ составило 1,6%.

Проанализировав результаты расчетов, был сделан вывод о том, что изменением поперечной жесткости оребренных панелей после компенсирующей гибки-прокатки можно пренебречь ввиду малости и расчет параметров R Гу и PДУФ, определяющих режимы формообразования, вести по СADмодели исходно плоской детали.

Для операции гибки-прокатки характерна ассиметричная схема нагружения изгибаемой детали (см. рисунок 2.22). Однако формируемый при первоначальном опускании нажимного валка прогиб деформируемого сечения больше, чем прогиб после перехода гибки-прокатки на ассиметричную схему f1. В связи с этим возникает локальное превышение потребной остаточной кривизны детали.

На рисунке 2.23 показано распределение пластических деформаций по длине при гибке-прокатке на остаточный радиус кривизны 10 метров плиты материала В95пчТ2 толщиной 16 мм с неизменным положением нажимного валка. Из рисунка видно, что пластические деформации в точке первоначального опускания нажимного валка превышают таковые в зоне гибки-прокатки, соответствующей ассиметричной схеме нагружения, более чем в 1,5 раза.

Рисунок 2.22 – Схемы нагружения при начальном опускании нажимного валка (а) и в процессе гибки-прокатки (б) Рисунок 2.23– Распределение пластических деформаций при гибке-прокатке плиты материала В95пчТ2 толщиной 16 мм с неизменным положением нажимного валка В рассматриваемом случае превышение требуемого остаточного радиуса кривизны на начальном участке составило более 30%, что может привести к снижению точности формообразования. Для устранения данного дефекта требуется осуществить регулировку положения нажимного валка на длине прокатываемого участка равной половине расстояния L d между точками контакта заготовки с опорными валками при симметричном нагружении (см. рисунок 2.22, а).

Аналитическое определение закона перемещения нажимного валка, обеспечивающего получение однородной кривизны на данном участке, затруднено в связи со сложностью математического описания изменения геометрической формы нейтральной оси изгибаемой детали при переходе от симметричной к ассиметричной схеме нагружения.

Для упрощения расчетов закон перемещения нажимного валка может быть аппроксимирован линейной функцией. Параметрами аппроксимации в данном случае будут являться длина переходного участка Ld / 2 и коэффициент kасимм :



Pages:   || 2 |
 


Похожие работы:

«АБДУЛИН Арсен Яшарович МЕТОДИКА МОДЕЛИРОВАНИЯ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ВОДОМЕТНЫХ ДВИЖИТЕЛЕЙ СКОРОСТНЫХ СУДОВ Специальность 05.04.13 Гидравлические машины и гидропневмоагрегаты Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель доктор техн. наук, доцент Месропян А. В. Уфа – ОГЛАВЛЕНИЕ...»

«ГАРЕЕВ РУСТЭМ РАШИТОВИЧ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ НАСОСНОГО И ВЕНТИЛЯЦИОННОГО ОБОРУДОВАНИЯ НА УСТАНОВКАХ КОМПЛЕКСНОЙ ПОДГОТОВКИ ГАЗА Специальность 05.02.13 – Машины, агрегаты и процессы (нефтегазовая отрасль) ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный...»

«ФИЛАТОВ Александр Николаевич РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ И МОДЕЛЕЙ ПАРАЛЛЕЛЬНОГО НИСХОДЯЩЕГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАКЕТНО-КОСМИЧЕСКОЙ ТЕХНИКИ В ЕДИНОМ ИНФОРМАЦИОННОМ ПРОСТРАНСТВЕ ПРЕДПРИЯТИЯ...»

«ГОРЕЛКИН Иван Михайлович РАЗРАБОТКА И ОБОСНОВАНИЕ СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ НАСОСНОГО ОБОРУДОВАНИЯ КОМПЛЕКСОВ ШАХТНОГО ВОДООТЛИВА Специальность 05.05.06 – Горные машины Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель...»

«ЯКОВЛЕВ Станислав Николаевич ВЫБОР КРИТЕРИЕВ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ДЕТАЛЕЙ МАШИН ИЗ ПОЛИУРЕТАНА Специальность 05.02.02 – Машиноведение, системы приводов и детали машин Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Санкт-Петербург - 2014 2 Содержание Введение.. Экспериментальное изучение...»

«УДК 533.695, 629.7.015.3.036 Кажан Егор Вячеславович Комбинированный метод численного решения стационарных уравнений Рейнольдса и его применение к моделированию работы воздухозаборника вспомогательной силовой установки в компоновке с фюзеляжем летательного аппарата Специальность 05.07.01 Аэродинамика и процессы теплообмена летательных аппаратов Диссертация на соискание учной степени кандидата...»

«ШИШКОВ ВЛАДИМИР АЛЕКСАНДРОВИЧ МЕТОДЫ УПРАВЛЕНИЯ РАБОЧИМ ЦИКЛОМ ДВУХТОПЛИВНЫХ И ОДНОТОПЛИВНЫХ ПОРШНЕВЫХ ГАЗОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ С ИСКРОВЫМ ЗАЖИГАНИЕМ Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели. Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Научный консультант : доктор технических наук, профессор В.В. Бирюк Самара...»

«Сидоров Михаил Михайлович Влияние ультразвуковой ударной обработки на механические свойства и перераспределение остаточных напряжений сварных соединений трубопроводов, эксплуатируемых в условиях Сибири и Крайнего Севера Специальность 05.02.07 Технология и оборудование механической и физико-технической обработки...»

«Кикин Андрей Борисович РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ И СРЕДСТВ ДЛЯ СТРУКТУРНОКИНЕМАТИЧЕСКОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ РЫЧАЖНЫХ МЕХАНИЗМОВ МАШИН ЛЕГКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (легкая промышленность) Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук V ;г, 7 Г.^ТЗ ~ \ Научный консультант ^' '^-^•'-^зн(-,1\^/1\. 1 и1'^А, 5 д.т.н. проф. Э.Е. Пейсах „, Наук Санкт-Петербург...»

«УДК 622.673.4:621.625 Васильев Владимир Иванович ОБОСНОВАНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ ДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ПРЕДОХРАНИТЕЛЬНОГО ТОРМОЖЕНИЯ ШАХТНЫХ ПОДЪЕМНЫХ УСТАНОВОК Специальность 05.02.09 – динамика и прочность машин Диссертация на соискание научной степени кандидата технических наук Научный руководитель – доктор технических наук, профессор В. М. Чермалых Киев - СОДЕРЖАНИЕ...»

«БУЯНКИН ПАВЕЛ ВЛАДИМИРОВИЧ ОЦЕНКА УСТОЙЧИВОСТИ ПЛАТФОРМ И НАГРУЗОК В ОПОРНО-ПОВОРОТНЫХ УСТРОЙСТВАХ ЭКСКАВАТОРОВМЕХЛОПАТ Специальность 05.05.06 – Горные машины ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени кандидата технических наук Научный руководитель : профессор, доктор технических наук Богомолов Игорь...»

«(Подпись) КОВАЛЕВ МАКСИМ ИГОРЕВИЧ Управление качеством продукции в производственных системах, выполняющих специальные процессы на примере литейного производства 05.02.23 - Стандартизация и управление качеством продукции Диссертация на соискание ученой...»

«ЛАРЬКИН АРТЕМ ВАДИМОВИЧ ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ И МАССОПЕРЕДАЧИ НА ПРЯМОТОЧНОЙ КЛАПАННО-СИТЧАТОЙ ТАРЕЛКЕ НОВОЙ КОНСТРУКЦИИ Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (нефтяная и газовая промышленность) Диссертация на соискание ученой...»

«Чигиринский Юлий Львович ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ И КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ МНОГОПЕРЕХОДНОЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ИНФОРМАЦИОННЫХ И МАТЕМАТИЧЕСКИХ СРЕДСТВ ПРОЕКТИРУЮЩЕЙ ПОДСИСТЕМЫ САПР ТП 05.02.08 – Технология машиностроения 05.13.06 – Автоматизация и управление технологическими процессами и производствами (в машиностроении) диссертация на...»














 
© 2013 www.diss.seluk.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Методички, учебные программы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.