CC BY
28
Оригинальная статья / Original article УДК 621.98.042
DOI: http://dx.d0i.0rg/l0.21285/1814-3520-2018-6-34-47
ДРОБЕУДАРНОЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЕ ОБШИВОК ДВОЙНОЙ КРИВИЗНЫ НА ДРОБЕМЕТНЫХ УСТАНОВКАХ КОНТАКТНОГО ТИПА С ЧПУ
© А.А. Пашков1, А.Е. Пашков2, А.П. Чапышев3
Иркутский национальный исследовательский технический университет, 664074, Российская Федерация, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
РЕЗЮМЕ. ЦЕЛЬ. Повышение эффективности производства длинномерных обшивок летательных аппаратов двойной кривизны на основе управления напряженно-деформированным состоянием при автоматизированном выполнении технологического процесса дробеударного формообразования. Для достижения поставленной цели необходимо сделать следующее: повысить точность расчета внутренних силовых факторов процесса дробеударного формообрзования, прямо зависящих от режимов обработки и определяющих формоизменение обрабатываемой детали; разработать методику расчета параметров процесса, позволяющую повысить степень соответствия теоретическому контуру формы детали, получаемой в результате предварительного формообразования; обеспечить условия для автоматизации операции окончательного формообразования детали; разработать технологические приемы, направленные на повышение производительности формообразования участков двойной кривизны; решить ряд технических вопросов по автоматизации вспомогательных операций, значительно увеличивающих трудоемкость; принять меры по обеспечению стабильности процесса дробеударной обработки при реализации управляющей программы. МЕТОДЫ. Моделирование с использованием нелинейного конечно-элементного анализа. Исследование микрорельефа обработанной поверхности с помощью 3D оптического профилометра, измерение кривизны образцов с использованием электронных индикаторных устройств. РЕЗУЛЬТАТЫ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ. Предложена методика определения внутренних силовых факторов дробеударного формообразования конечно-элементным моделированием процесса множественного внедрения в материал обрабатываемой детали шариков, имеющих разные скорости и углы наклона траектории. Разработаны методики определения режимов условий технологического процесса дробеударного формообразования на установках контактного типа в автоматизированном режиме управления с учетом влияния напряженно-деформированного состояния заготовки и результатов контроля промежуточной формы детали. Предложены конструктивные и программные решения, направленные на обеспечение реализации автоматизированного процесса дробеударного формообразования. На основании выполненных теоретических и экспериментальных исследований разработаны методики расчета технологических параметров операций процесса дробеударного формообразования деталей двойной кривизны предварительной обработки с учетом влияния напряженно-деформированного состояния и управления формой заготовки в процессе формообразования и окончательной обработки на основе результатов контроля промежуточной формы заготовки.
Ключевые слова: обшивка, дробеударное формообразование, внутренняя сила, остаточные и начальные напряжения, эпюра, дробеметный аппарат контактного типа.
Информация о статье. Дата поступления 13 апреля 2018 г.; дата принятия к печати 15 мая 2018 г.; дата онлайн-размещения 29 июня 2018 г.
Формат цитирования. Пашков А.А., Пашков А.Е., Чапышев А.П. Дробеударное формообразование обшивок двойной кривизны на дробеметных установках контактного типа с ЧПУ // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2018. Т. 22. № 6. С. 34-47. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-6-34-47
1Пашков Александр Андреевич, аспирант, e-mail: pashk0ff@mail.ru Aleksandr A. Pashkov, Postgraduate student, e-mail: pashk0ff@mail.ru
2Пашков Андрей Евгеньевич, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой технологии и оборудования машиностроительных производств, e-mail: pashkov@istu.edu
Andrey E. Pashkov, Doctor of technical sciences, Professor, Head of the Department of Technology and Equipment of Machine-Building Industries, e-mail: pashkov@istu.edu
3Чапышев Александр Петрович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии и оборудования машиностроительных производств, e-mail: chapyshev_ap@irkut.ru
Aleksandr P. Chapyshev, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology and Equipment of Machine-Building Industries, e-mail: chapyshev_ap@irkut.ru
0
A.A. Pashkov, A.E. Pashkov, A.E. Chapyshev
National Research Irkutsk State Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russian Federation
ABSTRACT. The PURPOSE of the paper is to improve the production efficiency of long-size double curvature skins of aircrafts based on the control of the stress-strain state under automated technological process of shot peening. The following steps are required in order to achieve the set purpose: to improve the calculation accuracy of the internal force factors of the shot blasting process that directly depend on the processing modes and determine the deformation of the processed part; to develop a methodology for process parameters calculation that will allow to increase the degree of conformity to the theoretical contour of the part shape resulting from the rough forming; to provide the conditions for the automation of part final shaping operations; to develop technological methods aimed at increasing the shaping performance of double-curvature sections; solve a number of technical issues on the automation of auxiliary operations that are responsible for significant raise in labour intensity; take measures to ensure the stability of the shot blasting process under the implementation of the control program. The METHODS applied include modeling using nonlinear finite element analysis, study of the machined surface micro-relief using a 3D optical profilometer, measurement of the curvature of samples using electronic indicating devices. RESULTS AND THEIR DISCUSSION. The procedure is proposed to determine internal force factors of shot peening by the finite-element modeling of the process of multiple indentation of shots with different speeds and trajectory inclination angles in the machined part material. The methods have been developed to determine the conditions of the technological process of shot blasting on contact type installations in the automated control mode taking into account the effect of the stress-strain state of the workpiece and the control results of the intermediate shape of the part. The design and software solutions aimed at ensuring the implementation of the automated process of shot blasting forming are proposed. Based on the performed theoretical and experimental researches the calculation methods of technological parameters of shot peening operations for rough forming of double curvature parts have been developed. They take into consideration the influence of the stress-strain state and control of the workpiece shape under forming and finishing treatment on the basis of the results of control of the workpiece intermediate shape.
Keywords: skin, shot peening, internal force, residual and initial stresses, diagram, shot blasting machine of the contact type
Information about the article. Received April 13, 2018; accepted for publication May 15, 2018; available online June 29, 2018.
For citation. Pashkov A.A., Pashkov A.E., Chapyshev A.R. Shot peen forming of double curvature skins using a contact type CNC shotblasting machines. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tehnicheskogo universiteta = Proceedings of Irkutsk State Technical University. 2018, vol. 22, no. 6, pp. 34-47. DOI: 10.21285/1814-3520-2018-6-34-47 (in Russian).
Введение
SHOT PEEN FORMING OF DOUBLE CURVATURE SKINS USING A CONTACT TYPE CNC SHOTBLASTING MACHINES
Комбинированная технология формообразования обводообразующих деталей сложной формы является оригинальной отечественной разработкой и представляет реальную альтернативу дорогостоящим зарубежным предложениям. Главным преимуществом разработанной технологии является разделение процесса на последовательность легко управляемых и контролируемых операций. Продольная кривизна деталей в данном случае образуется методами гибки, а поперечная - методом ДУФ на установке с рабочим органом в виде дробемет-ного аппарата контактного типа (ДАКТ). На сегодняшний день сформированы все необходимые предпосылки для создания ком-
плексной автоматизированной технологии формообразования длинномерных панелей и обшивок. В то же время остается ряд задач, требующих решения.
Известен ряд публикаций по конечно-элементному анализу процесса дробеударной обработки, в которых исследуется напряженно-деформированное состояние (НДС), возникающее при обработке тел ограниченных размеров [1-5]. Для моделирования процесса дробеударного формообразования (ДУФ) реальных деталей используют интегральные характеристики начального НДС - внутреннюю силу и координату точки ее приложения, определяемые на основе моделирования или эксперимен-
Ш
тальным путем [6, 7]. Для определения на основе результатов моделирования единичного внедрения суммарной внутренней силы, действующей на участок с некоторым количеством отпечатков, принято допущение о линейной зависимости данной силы от степени покрытия, формирование которой представляется процессом последовательного внедрения дробинок. Данное допущение снижает точность расчета, т.к. при обработке на ДАКТ поток дроби имеет хаотичный характер, а процесс формирования результирующего НДС поверхностного слоя является более сложным и зависит от скорости полета шариков, угла наклона их траекторий, а также от временных и количественных параметров процесса внедрения. Следует отметить ряд работ, направленных на разработку конечно-элементных моделей обработки дробью путем соударения множества дробинок с поверхностью детали в целях исследования остаточных напряжений, общих изгибных деформаций и параметров микронеровностей обработанных поверхностей без прямого решения задачи определения интегральных внутренних силовых факторов. Работа [8] содержит результаты конечно-элементного моделирования степеней покрытия пластин Альмена отпечатками дроби. Приведены зависимости стрелы прогиба образца от количества дроби, используемой при моделировании. Моделирование показало высокую сходимость с экспериментальными данными. Метод дискретных моделей, в котором возможно использование большого количества частиц (дробинок) применительно к дробе-ударному упрочнению, приведен в работах
[8-10]. Модель многократного внедрения случайно распределенных дробинок [11] показала потенциал для определения остаточных напряжений, шероховатости и степени покрытия.
Задача ДУФ участков деталей двойной кривизны осложняется высокой жесткостью в поперечном направлении в связи с фиксацией детали в продольном теоретическом контуре. При закреплении таких деталей на обработку возникают монтажные напряжения, влияние которых на внутренние силовые факторы процесса на сегодняшний день не исследовано. Вспомогательные операции закрепления, а также контроля контура детали при ДУФ имеют высокую трудоемкость, что снижает производительность процесса. На сегодняшний день автоматизирована только операция «чернового» (предварительного) ДУФ на установках серии УДФ, что обеспечивает получение 70-90% от требуемой кривизны детали. Окончательная доводка контура выполняется в режиме ручного управления, что снижает производительность и стабильность НДС обработанной детали.
Таким образом, для повышения эффективности технологии ДУФ на установках контактного типа необходимо: повысить точность расчета режимных параметров процесса; разработать эффективные технологические приемы формообразования участков двойной кривизны; автоматизировать операции контроля контура, доводочной обработки, а также монтажных работ; обеспечить стабильность процесса ДУФ с применением ДАКТ для перехода на программный режим работы.
Определение внутренних силовых факторов процесса
Современные аппаратные и программные средства позволяют решить задачу исследования микрорельефа и нахождения внутренних силовых факторов процесса обработки ДАКТ путем моделирования процесса ударного внедрения с учетом хаотичного характера потока шариков, имеющих разнонаправленные векторы скоро-
сти. Для решения данной задачи было проведено исследование микрорельефа поверхности образцов из сплава В95пчТ2, обработанных на установке УДФ-4 [12] при помощи ДАКТ 3Д400М с рабочей средой в виде шариков из стали ШХ-15 диаметром 3,5 мм. Обработанные образцы сканировали при помощи 3D-оптического профило-
Ш
метра модели Bruker Contour GT-K1 согласно рекомендациям, приведенным в [13], с целью определения параметров микрорельефа участка размерами 20*20 мм (см. рис. 1).
Для определения углов падения шариков использовали полученные объемные модели поверхности образцов, обработанных на максимальной исследуемой подаче. Как видно из результатов измерения, ряд отпечатков имеет эллиптическую форму, обусловленную внедрением дробинки под углом а к поверхности образца. После построения профиля микронеровностей (см. рис. 1 b, c) в плоскости, проходящей через наибольшую диагональ эллипса, определили угол наклона траектории шарика:
а = arctg[(d - d')/ h]. (1)
Так были установлены диапазоны диаметров отпечатков и углов наклона траекторий шариков в зоне обработки ДАКТ.
Моделирование процесса ДУФ выполнили с использованием системы нелинейных конечно-элементных расчетов LSTC LS-DYNA Version R10, при этом использовали параметры модели, приведенные в работе [7].
Предварительно путем моделирования процесса ударного единичного внедрения шарика установили зависимость между скоростью шариков и геометрическими параметрами оставляемых ими отпечатков (см. рис. 2). При помощи полученного уравнения линии тренда определили диапазон скоростей шариков в зоне обработки.
Для подготовки конечно-элементной модели в среде программирования MATLAB разработали специальное программное
b
Рис. 1. Профиль микронеровностей обработанного образца (а) и схема к определению угла падения шарика (b); профиль отпечатка (c) Fig. 1. Profile of processed sample microroughnesses (a) and the diagram for determining the angle
of shot impact (b); dent profile (c)
3 s !•£ a 3
Л у
н >
О
о О
£ ^
§1/2
О
30 25 20 15 10
0,4
y = 1 4,091x2 - 0,4743x
0,6
1,2
0,8 1 Диаметр отпечатка, мм / Dent diameter, mm Рис. 2. Зависимость скорости шарика от диаметра отпечатка Fig. 2. Dependence of shot velocity on the dent diameter
1,4
а
c
5
0
Ш
обеспечение для симуляции множественного внедрения абсолютно жестких шариков в образец в виде параллелепипеда, размерами 50*50*50 мм, состоящего из 2-х областей, связанных единой сеткой. Первая контактная область размерами 4*20*20 мм включает в себя 1,1 млн гексаэдральных элементов с размерами 0,08*0,08^, где nz - размер элементов по толщине детали. Для экономии вычислительных ресурсов использовали сгущение элементов к обрабатываемой поверхности детали (^ = 0,01-0,8 мм). Образец фиксировали по необрабатываемой плоскости по всем координатам. Полученная модель показана на рис. 3.
После внедрения первой партии шариков деформированную сетку конечных элементов импортировали в новую расчетную модель с сохранением значений компо-
нент напряжений и деформаций и осуществляли внедрение новой партии дробинок с координатами, сгенерированными случайным образом, после чего расчет повторяли. На основании результатов моделирования получили распределения остаточных нормальных напряжений в рассматриваемой области. Экспериментальную проверку полученных распределений выполнили с использованием механического метода определения остаточных напряжений (метода полосок) и установки для измерения остаточных напряжений УДИОН-2, разработанной ИРНИТУ. На рис. 4 показаны эпюры, полученные методом полосок, (обозначены номерами 1-3) и эпюры, построенные по результатам моделирования (обозначены номерами 1'-3'). Сравнение значений остаточных напряжений, полученных расчетным и
Рис. 3. Конечно-элементная модель множественного внедрения шариков Fig. 3. Finite element model of multiple impacts of shots
-350
Residual stresses, MPa / Остаточные напряжения, МПа
-300 -250 -200 -150 -100 -50 0 50
й к
s &
H о H
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 0,95 1,00
/V
3 3' ^^ i'
4 ^
2 2'
Рис. 4. Эпюры нормальных остаточных напряжений в образцах, обработанных с NдА = 1000 мин-1, временем обработки, с: 1 - 4; 2 - 8.; 3 - 12 и образцы-полоски, использованные при исследовании Fig. 4. Diagrams of normal residual stresses in the samples peened with Nda = 1000 min-1, treatment time, s of:
1 - 4; 2 - 8; 3 - 12 and stripe sample used in the study
к
I Й
i ^ § «
c3
, S
b ü
В H
a
US
Рч
Время обработки, с / Processing time, sec
0,162
Puc. 5. Графики зависимости удельной внутренней силы, возникающей при ДУФ (+), и координаты (■)
(расстояния от поверхности) точки ее приложения от времени обработки (N'да = 600 мин-1, t°6 = 20 с) Fig. 5. Dependence diagrams of the specific internal force arising under shot peening (+) and the coordinates (m) (distances from the surface) of it application point on the processing time (Nda = 600 min-1, t = 20 sec)
экспериментальным путем, показало сходимость в пределах 15 %. По определенным параметрам распределений остаточных напряжений, применив методику из работы [7], установили зависимость внутренних силовых факторов процесса от времени обработки (см. рис. 5).
Для полученных зависимостей получили линии тренда, которые имеют вид:
рдуф =-0.21- г2 +10.56 • г + 8.95; = -9. 10-6. г2 + 0,0005 - г - 0,1502 . (2)
Исследование влияния условий закрепления детали
Для исследования процесса формоизменения листовой детали двойной кривизны при реализации технологического сочетания «упругопластической гибки - ДУФ на установке контактного типа» разработали модели заготовок, имеющих различ-
ные длины и радиусы продольной кривизны. Положительным считали направление поперечной кривизны. Узловую сетку, состоящую из 500 000 гексаэдральных элементов, создали на базе CAD-модели образца, построенной в CAD-системе Siemens NX.
а b
Рис. 6. Распределения перемещений относительно вертикальной оси Z в образце (В95пчТ2, Н = 10 мм,
R°ycm = - 5 м) с размерами в плане, мм: а - 300x300; b - 300x600 после ДУФ в свободном
состоянии (3Д400М, Dш = 3,5 мм, NfiA = 800 мин - 1, Рдуф = 200 Н/мм) Fig. 6. Distributions of displacements relative to the vertical axis Z in the sample (B95pcT2, Н = 10 mm,
rooh = _ 5 m) with the dimensions on the plan, mm: а - 300x300; b - 300x600 after shot peening in a free state
(3D400M, Dm = 3.5 mm, Nda = 800 min-1, Ppf = 200 N/mm)
Моделирование процесса ДУФ осуществим путем приложения растягивающей силы к узлам модели, расположенным на расстоянии от поверхности детали, соответствующим режимам обработки, использованным при моделировании процесса внедрения. Увеличение силы осуществляли от нуля до значения, обеспечивающего получение заданного значения радиуса кри-
визны образца. Компоненты кривизны образцов определяли по перемещениям соответствующих узлов деформированной сетки моделей (см. рис. 6). Результаты расчета в виде значений удельной растягивающей силы, подходящей для формообразования, в зависимости от остаточного радиуса продольной кривизны и длины данных участков приведены на рис. 7.
Initial lengthwise curvature, 1/mm Initial lengthwise curvature, 1/mm
a b
Рис. 7. Зависимость удельной растягивающей силы, потребной для формообразования участка с поперечной кривизной Rx = 8 м, от исходной продольной кривизны для образцов толщиной 4 мм (а) и
10 мм (b) с размерами в плане, мм: 1000x1000 (1); 1000x2000 (2); 1000x3000 (3) Fig. 7. Dependence of the specific tensile force required for forming a section with the transverse curvature of Rx = 8 m on the initial lengthwise curvature for the samples of 4 mm thick (a) and 10 mm thick (b) with the following dimensions on the plan, mm: 1000 x 1000 (1); 1000 x 2000 (2); 1000x3000 (3)
Рис. 8. Распределение перемещений относительно вертикальной оси Z в образце (В95пчТ2, Н=10 мм,
riocm
Ry :
-5 м): а - в результате распрямления (R3v"K =ю) и фиксации в продольном
контуре; b - в результате последующего ДУФ (3Д400М, Dш = 3,5 мм, Ща = 800 мин -1, Рдуф = 200 Н/мм) Fig. 8. Distribution of displacements relative to the vertical axis Z in the sample (B95pchT2, H = 10 mm, R°ycm
= -5 m): a - as a result of straightening (R3™ = and fixation in the longitudinal contour; b - as a result of the subsequent shot peening (3D400M, Dm = 3.5 mm, Nda = 800 min -1, Rshp = 200 N/ mm)
b
a
Моделирование процесса закрепления образцов в требуемом продольном контуре выполнили при помощи сферических опор, расположенных с обеих сторон по продольной оси симметрии образца. Резуль-
таты расчета в виде распределения перемещений узлов сетки конечных элементов в деформированных образцах представлены на рис. 8, в виде зависимостей компонент кривизны образца от удельной растягивающей силы - на рис. 9.
в
о
С
0,18
0,15 14
S" 0,12
> 0,1
S3
° 0,08
!л
Ь 0,05 1 0,04 4 0,02 О
5 ^4
30 40 50
Растягивающая сила, Н/мм Tensile force, N/mm
Рис. 9. Зависимость поперечной кривизны от удельной растягивающей силы, действующей при ДУФ (Dш = 3,5 мм, ^а = 800 мин-1), для образцов из сплава В95пчТ2 толщиной 4 мм, имеющих исходную
продольную кривизну Я0"" =-5 м (1), упруго деформированных при закреплении с получением радиуса
продольной кривизны R3yaK, м: -10 (2); « (3); 10(4) и 5 м (5)
Fig. 9. Dependence of the transverse curvature on the specific tensile force acting under shot peening (Dm = 3.5 mm, Nda = 800 min1) for the samples made of the 4 mm thick B95pcT2 alloy featuring the initial lengthwise
curvature R°vcm = -5 m (1) and elastically deformed when fixed and obtained the lengthwise curvature radius
R°ycm, m: -10 (2); » (3); 10 (4) and 5 m (5)
Исследование влияния исходного НДС обрабатываемой детали
Для исследования влияния НДС, сформированного в результате гибки в продольном направлении и последующего закрепления на обработку выполнили моделирование множественного внедрения шариков в пластину с размерами (длина*ши-рина*толщина) 100*20*10 мм, предварительно подвергнутую гибке-прокатке с последующим упругим деформированием, имитирующим закрепление детали на обработку.
Моделирование гибки-прокатки до получения остаточного радиуса кривизны Я°ст = -5 м выполнили по методике, приведенной в [14]. После моделирования процессов гибки и закрепления деформированную сетку модели импортировали в новый расчетный файл, затем выполнили ее фиксацию по всем граням кроме обрабатываемой поверхности для исключения возможности перемещения детали при внедрении шариков.
Распределения начальных напряжений в поверхностном слое образцов после обработки шариками показаны на рис. 10.
Для оценки влияния способов закрепления и исходного НДС обрабатываемой детали на результаты ДУФ на установках контактного типа были проведены экспериментальные исследования в условиях ИАЗ. В качестве образцов были использованы пластины размерами 4*230*1400 мм из сплава В95пчТ2, которые были подвергнуты упругопластической гибке на трехвал-ковой листогибочной машине И222БМ с целью получения остаточного радиуса кривизны Я0"" =- 5 м. После гибки-прокатки выполнили водоабразивный раскрой образцов с получением пластин размерами 4*230*250, которые обработали на установке УДФ-4 дробеметным аппаратом 3Д400М (шарики из стали ШХ-15 диаметром
Ш
Напряжения, МПа / Stresses, MPa
-160 -150 -140 -130 -120 -110 -100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30
-1
4 7/ 2
5 У ~~ 3
0
Напряжения, МПа / Stresses, MPa
-160 -150 -140 -130 -120 -110 -100 -90 -80 -70 -60 -50
I a
1 a
§ »
2 ss
s Л °A « a я S я £
3 S 0,5 ^ Cl-
o ^
E"1 0,7
0,8
4 / / 1
2
5 / ^^^ 3
0 '
а b
Рис. 10. Распределения нормальных напряжений после множественного внедрения шариков (3Д400М,
D = 3,5 мм; Nда = 800 мин-1, t = 4 c) в поверхностном слое образцов толщиной 10 мм (а) и 4 мм (b): 1 - остаточные напряжения после гибки с Rост = -5 м; 2 - напряжения после гибки с упругим изгибом до R = -10 м; 3 - напряжения после гибки с упругим распрямлением до плоского состояния; 4 - напряжения после гибки с упругим изгибом до R = 10 м; 5 - напряжения после гибки с упругим изгибом до R = 5 м; 6 - недеформированный образец Fig. 10. Distributions of normal stresses after multiple indentation of shots (ZD400M, D = 3.5 mm, Nda = 800 min-
1, t = 4 sec) in the surface layer of samples of 10 mm thick (a) and 4 mm thick(b): 1 - residual stresses after bending with Rost = -5 m; 2 -stresses after bending with the elastic bending up to R = -10 m; 3 - stresses after bending with the elastic straightening up to the flat state; 4 - stresses after bending with the elastic bending up to R = 10 m; 5 - stresses after bending with the elastic bending up to R = 5 m; 6 - unstrained sample
Рис. 11. Контроль стрелы прогиба образца при помощи индикаторного приспособления Fig. 11. Camber height control by means of an indicating device
3,5 мм; 5 = 4200 мм/мин; = 800 мин-1; пять рабочих ходов). Перед обработкой, используя специальное приспособление, имитировали условия закрепления образцов путем распрямления до плоскости и упругого деформирования до значений щак = _ 10, 10 и 5 м. Измерения стрел прогибов проводили после раскрепления образцов при помощи индикаторного приспособления (см. рис. 11).
На рис. 12 приведены зависимости
поперечной кривизны от растягивающей силы, позволяющие сравнить результаты расчета и эксперимента для случая выпрямления детали размерами 4*230*250 мм и с исходным радиусом продольной кривизны Я°уст =-5 м до плоскости (Щак =ю) при закреплении во время ДУФ.
Результаты расчета и эксперимента имеют относительные отклонения, не превышающие 11%, что говорит о достаточной адекватности разработанной методики.
Ш
Результаты исследования и их использование
На основе выявленных закономерностей процесса ДУФ деталей двойной кривизны сформулируем основные этапы данной операции:
- закрепление заготовки, предварительно подвергнутой гибке, с упругим деформированием для придания продольной кривизны, оптимальной с точки зрения минимизации внутренних силовых факторов, определяющих интенсивность дробеобра-ботки;
- реализация управляющей программы предварительного ДУФ для формирования 70-90% от требуемой поперечной кривизны;
- перезакрепление заготовки для придания теоретического продольного контура;
- контроль контура поперечных сечений при помощи автоматизированной системы, обеспечивающей измерение и сравнение стрел прогиба в контрольных точках с требуемыми значениями;
- формирование на основе результатов контроля управляющей программы доводочной обработки при ДУФ;
- реализация управляющей программы доводочной обработки;
- окончательный контроль контура поперечных сечений.
Определение параметров процесса ДУФ - частоты вращения дробеметного колеса NдА и скорости подачи 5 для расчетных участков детали выполняем в следующей последовательности:
1. На основе CAD-модели детали с использованием методики и программного обеспечения, приведенных в работе [6], находим изгибающий момент, потребный для образования требуемой поперечной кривизны расчетных участков незакрепленной исходно плоской заготовки, и определяем режимы обработки.
2. Выполняем конечно-элементное моделирование процесса двухосного изгиба при ДУФ исходно плоской заготовки, нагружая ее нарастающими растягивающими силами в соответствии с разбиением детали на расчетные участки.
3. Согласно методике, приведенной в [14], выполняем моделирование и определяем параметры процесса упругопластиче-ской гибки в целях образования требуемой продольной кривизны и компенсации продольной кривизны, возникающей вследствие ДУФ.
4. Моделируем процесс ДУФ заготовки, имеющей остаточную продольную кривизну с приложением к расчетным участкам пропорционально нарастающих сил
Рис. 12. Сравнение результатов расчета (линия) и эксперимента (и - образец 1; образец 2; ♦ - образец 3) Fig. 12. Comparison of calculation results (line) and experiment (и - sample 1; ▲ - sample 2; ♦ - sample 3)
Ш
Рдуф . При этом задаем значения радиуса кривизны Яуак при закреплении.
Определяем коэффициент К влияния условий закрепления:
V _ рзак / р K1 Рдуф ' Рдуф1 ,
(3)
моделирования определяем поперечную кривизну заготовки после предварительного этапа ДУФ. По формулам вида (2) определяем время гдуф2 обработки расчетных
участков для этапа предварительного ДУФ, определяем скорости подачи ДАКТ на расчетных участках детали:
где Р™, Рдуф1 - удельные внутренние силы,
необходимые для образования требуемой поперечной кривизны детали, подвергнутой гибке и упругодеформированной при закреплении с радиусом кривизны Яуак, и
находящейся в незакрепленном исходно плоском состоянии соответственно. В результате моделирования находим оптимальный с точки зрения интенсификации процесса ДУФ радиус кривизны при закреплении Яуак.
5. Осуществляем моделирование учета влияния остаточного напряженного состояния детали, подвергнутой гибке и закреплению на обработку с определения получения коэффициента К2.
S — LPA / *дуф'.
(6)
K — рНдс / Р
дуф дуф1 :
(4)
где Рндуф - удельная внутренняя сила, потребная для образования требуемой поперечной кривизны детали, определенная с учетом влияния НДС, сформированного при гибке и закреплении.
6. Моделируем этап предварительного ДУФ заготовки, закрепленной с радиусом продольной кривизны Яуак, с приложением к расчетным участкам пропорцио-
р
нально нарастающих сил дуф2
где Ьт - ширина зоны обработки ДАКТ. На
основе значений частот Ыда вращения дробеметного колеса, соответствующих силам Р^ф2 и найденным скоростям подачи,
составляем управляющую программу (УП) предварительной обработки.
7. Моделируем этап окончательного ДУФ заготовки. Для этого в модели закрепления перемещаем опоры, фиксирующие заготовку таким образом, чтобы обеспечить соответствие продольной кривизны заготовки продольному контуру детали с радиусом кривизны Я , т.е. Язуак = Я . Итерационным изменением силы Р^ф обеспечиваем
достижение требуемой поперечной кривизны детали и определяем соответствующие значения потребной удельной внутренней силы Ртъ и времени обработки ^ .
8. Используя результаты измерения прогибов в поперечных сечениях заготовки после предварительного ДУФ с учетом линейной зависимости кривизны образуемой заготовки от удельной внутренней силы, вычисляем скорректированное значение удельной внутренней силы Ркд°рфЪ, потребной для формообразования детали:
ркор р гизм / f Р дуф3 — Р дуфЗ-J x 2 / J x
x 2 >
(7)
Рдуф2 К1К2К3Рдуф1 ,
(5)
где К - коэффициент, определяющий степень соответствия поперечной кривизны, достигаемый на операции предварительного формообразования требуемой кривизне детали, К2 = 0,7...0,9. В результате
где /2, /ЦТ - расчетное и измеренное значения стрелы прогиба в контрольных точках детали. По найденным значениям потребной силы, используя уравнения вида (2), вычисляем скорректированное время 1к°рфъ обработки детали и время обработки на
Ш
чистовом переходе операции ДУФ.
, _ ж<°рр _ , 1дуф4 1дуф 3 1дуф2 .
(8)
Таким образом, для получения УП доводочной операции процесса ДУФ на ос-
нове УП предварительной обработки необходимо на основе найденных значений времени обработки определить скорость
подачи для расчетных участков по формуле (6) без изменения частоты вращения дробе-метного колеса ДАКТ.
Заключение
С применением методов компьютерного моделирования решен комплекс задач, направленных на повышение эффективности производства и качества деталей типа обшивок двойной кривизны за счет автоматизации технологического процесса ДУФ на установках контактного типа. При этом были получены следующие результаты:
1. На основе экспериментального исследования зоны обработки ДАКТ с применением объемного сканирования микрорельефа обработанной поверхности разработана конечно-элементная модель процесса обработки с хаотичным характером потока шариков, имеющих различные по величине и направлению векторы скорости.
2. Предложена методика определения внутренних силовых факторов процесса ДУФ - удельной распределенной внутренней силы и координаты точки ее приложения (расстояния от поверхности) на основе распределения остаточных напряжений в поверхностном слое, полученного конечно-элементным моделированием процесса множественного внедрения в материал обрабатываемой детали шариков, имеющих разные скорости и углы наклона траектории. Установлена зависимость внутренних силовых факторов процесса от времени обработки.
3. Изучены новые закономерности формирования НДС листовых деталей двойной кривизны при ДУФ на установках контактного типа. При этом установлено, что
существенное влияние на величину удельной растягивающей силы, необходимой для достижения заданной формы детали, оказывает исходная продольная кривизна заготовки. Выявлено, что для получения бочкообразных поверхностей требуется более высокая интенсивность обработки по сравнению с седловидными поверхностями. Доказана возможность снижения удельной растягивающей силы, потребной для достижения заданной формы детали, путем закрепления заготовки с регулированием продольной кривизны упругим деформированием.
4. Проведена оценка влияния НДС обрабатываемой детали, обусловленного предшествующей операцией упругопласти-ческой гибки и закреплением с упругим изгибом заготовки на внутренние силы, возникающие при обработке дробью.
5. На основе результатов, полученных при моделировании, сформулированы основные подходы к реализации технологического процесса ДУФ на установках контактного типа в автоматизированном режиме управления. Разработаны методики определения режимов условий обработки на программных операциях процесса, таких как предварительная обработка, реализуемая с учетом влияния НДС заготовки, и окончательная (доводочная) обработка, выполняемая на основе результатов автоматизированного контроля промежуточной формы детали.
Библиографический список
1. Baragetti S. Three-dimensional finite-element procedures for shot peening residual stress field prediction // International Journal of Computer Applications in Technology. 2001. Vol. 14. Issue 1-3. P. 51-63.
2. Bhuvaraghan B., Srinivasan S.M., Maffeo B., Mc CLain R.D., Potdar Y. Shot peening simulation using discrete and finite element methods // Advances in Engineering Software. December 2010. Vol. 41. Issue 12. P. 1266-1276.
3. Fubin Tu. Miao H., Klotz T., Brochu M., Bocher P., Levesque M. A sequential DEM-FEM coupling method for shot peening simulation. June 2017. Vol. 319. P. 200-212.
4. Murugaratnam K., Utilia St., Petrinic N. A combined DEM-FEM numerical method for Shot Peening parameter optimization. January 2015. Vol. 79. P. 13-26.
5. Levers A., Prior A. Finite element analysis of shot peening // Journal of Materials Processing Technology. August 1998. Vol. 80-81. P. 304-308.
6. Meguid S.A., Shagal G., Stranart J.C 3D FE analysis of peening of strain-rate sensitive materials using multiple impingement model // International Journal of Impact Engineering. 2002. Vol. 27. Issue 2. P. 119-134.
7. Miao H.Y., Larose S., Perron C., Evesque M. On the potential applications of a 3D random finite element model for the simulation of shot peening // Advances in Engineering Software. October 2009. Vol. 40. Issue 10. P. 1023-1038.
8. Purohit R., Verma C.S., Rana R.S., Dwivedi R.K., Dwivedi R., Banoriya D. Optimization of Process Parameters of Shot Peening Using ABQUS // April 2017. Vol. 4. Issue 2. Part A. P. 2119-2128.
9. Zhuo Chen, Fan Yang Realistic Finite Element Simulations of Arc-Height Development in Shot-Peened Almen Strips // Journal of Engineering Materials and Technology. October 2014. Vol. 136 / 041002-1
10. Андряшина Ю.С. Автоматизированный расчет технологических параметров дробеударного формообразования крупногабаритных панелей // Известия Самарского научного центра Российской академии наук. Т. 15. № 6(2). 2013. С. 305-308.
11. Кольцов В.П., ЛЕ ЧИ ВИНЬ, Стародубцева Д.А. К определению степени покрытия после дробеударной обработки // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2017. Т. 21. № 11 (130). С. 45-52.
12. Малащенко А.Ю. Определение технологических параметров гибки-прокатки длинномерных обшивок и панелей крыла // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2013. № 11. С. 41-47.
13. Пашков А.Е., Чапышев А.П., Пашков А.А., Вику-лова С.В., Андряшина Ю.С. К определению внутренних силовых факторов процесса дробеударного формообразования // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2017. Т. 21. № 12 (131). С. 43-55.
14. Пашков А.Е. Технологический комплекс для формообразования длинномерных панелей и обшивок на базе отечественного оборудования // Известия Самарского научного центра Российской академии наук. 2014. Т. 16. № 1(5). С. 1528-1535.
References
1. Baragetti S. Three-dimensional finite-element procedures for shot peening residual stress field prediction. International Journal of Computer Applications in Technology, 2001, vol. 14, Issue 1-3, pp. 51-63.
2. Bhuvaraghan B., Srinivasan S.M., Maffeo B., Mc CLain R.D., Potdar Y. Shot peen-ing simulation using discrete and finite element methods. Advances in Engineering Software, 2010, vol. 41, Issue 12, pp. 12661276.
3. Fubin Tu. Miao H., Klotz T., Brochu M., Bocher P., Levesque M. A sequential DEM-FEM coupling method for shot peening simulation, 2017, vol. 319, no. 6, pp. 200-212.
4. Murugaratnam K., Utilia St., Petrinic N. A combined DEM-FEM numerical method for Shot Peening parameter optimization, 2015, vol. 79, no. 1, pp. 13-26.
5. Levers A., Prior A. Finite element analysis of shot peening. Journal of Materials Processing Technology, 1998, vol. 80-81, no. 8, pp. 304-308.
6. Meguid S.A., Shagal G., Stranart J.C 3D FE analysis of peening of strain-rate sen-sitive materials using multiple impingement model. International Journal of Impact Engineering, 2002, vol. 27, Issue 2, pp. 119-134.
7. Miao H.Y., Larose S., Perron C., Evesque M. On the potential applications of a 3D random finite element model for the simulation of shot peening. Advances in Engineering Software, 2009, vol. 40, Issue 10, pp. 10231038.
8. Purohit R., Verma C.S., Rana R.S., Dwivedi R.K., Dwivedi R., Banoriya D. Optimi-zation of Process Parameters of Shot Peening Using ABQUS. 2017, vol. 4, no. 4, Issue 2, part A, pp. 2119-2128.
9. Zhuo Chen, Fan Yang Realistic Finite Element Simulations of Arc-Height Devel-opment in Shot-Peened Almen Strips. Journal of Engineering Materials and Technology, 2014, vol. 136 / 041002-1, no. 10.
10. Andryashina Yu.S. The automated calculation of peen shaping technological parameters of large-size. Izvestiya Samarskogo nauchnogo centra Rossijskoj akademii nauk [Izvestia of Samara Scientific Center of the Russian Academy of Sciences], 2013, vol. 15, no. 6(2), pp. 305-308. (in Russian).
11. Kol'cov V.P., Le ChI Vin', Starodubceva D.A. To the problem of shot peening coverage degree determination. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University], 2017, vol. 21, no. 11 (130), pp. 45-52. (in Russian).
12. Malashchenko A.Yu. Determining process parameters of bending and rolling of wing long skins and panels. Vestnik Irkutskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta [Proceedings of Irkutsk State Technical University], 2013, no. 11, pp. 41-47. (in Russian).
13. Pashkov A.E., Chapyshev A.P., Pashkov A.A., Viku-lova S.V., Andryashina Yu.S. To determination of internal force factors of shot peening process. Vestnik Ir-
kutskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universi-teta [Proceedings of Irkutsk State Technical University], 2017, vol. 21, no. 12 (131), pp. 43-55. (in Russian). 15. Pashkov A.E. Technological complex for long-length panels and skins forming on the basis of domestic equip-
ment. Izvestiya Samarskogo nauchnogo centra Ros-sijskoj akademii nauk [Izvestia of Samara Scientific Center of the Russian Academy of Sciences], 2014, vol. 16, no. 1(5), pp. 1528-1535. (in Russian).
Критерии авторства
Пашков А.А., Пашков А.Е., Чапышев А.П. заявляют о равном участии в получении и оформлении научных результатов и в равной мере несут ответственность за плагиат.
Конфликт интересов
Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Authorship criteria
Pashkov A.A., Pashkov A.E., Chapyshev A.P. declare equal participation in obtaining and formalization of scientific results and bear equal responsibility for plagiarism.
Conflict of interests
The authors declare that there is no conflict of interests regarding the publication of this article.
