CC BY
37
Результаты расчёта, представленные на рис. 4, выявили неоднозначную зависимость А от Так, при увеличении обжатия от 0,1 до 0,5% глубина слоя с тангенциальными остаточными напряжениями сжатия падает, а при увеличении обжатия с 0,6 до 1,2% - растёт. Влияние степени относительного обжатия на изменение глубины распространения осевых остаточных напряжений отмечено не было.
Таким образом, жёсткость упрочнённых изделий может быть повышена за счёт увеличения глубины залегания тангенциальных остаточных напряжений сжатия. Аналогичный вывод сделан и в работе [6] при исследовании локальных методов упрочнения.
На рис. 5 представлена зависимость остаточного прогиба Ъст от усилий поперечной правки. Опыты выполнены при степени относительного обжатия в пределах 0,1-1,0%. Подтверждена известная в теории и практике зависимость остаточного прогиба от величины поперечной нагрузки - с увеличением силы F прогиб балки ^ст возрастает. Независимо от степени относительного обжатия в данном интервале эта закономерность получена линейной. На исследуемом интервале нагрузки F установлено, что при малых значениях 0 (в пределах 0,1-0,5%) жёсткость упрочнённой заготовки практически не изменяется. Обжатие 0,6 до 1,0 % оказывает положительное влияние на увеличение изгибной жёсткости цилиндрических изделий типа валов. Причём наибольшее сопротивление изгибу оказали образцы, упрочнённые обжатием около
1%, при котором остаточные напряжения на поверхности близки к нулю, а глубина их действия имеет наибольшие значения по сравнению с другими опытами. Так, остаточные деформации образцов, упрочнённых охватывающим деформированием с обжатием 1% и нагружением поперечной силой 6 кН, оказались в 5 раз меньше, чем деформации при изгибе образцов без упрочнения. Из полученных зависимостей следует, что с увеличением глубины залегания тангенциальных остаточных напряжений сжатия сопротивление деталей изгибу существенно возрастает. Поэтому детали, упрочнённые при более интенсивных режимах ^ = 0,5-1%), труднее поддаются холодной правке, но их форма более устойчива.
Итак, в данной работе:
^ установлено влияние величины полей остаточных напряжений на изгибную жёсткость упрочнённых валов. Причём, если роль осевых остаточных напряжений при этом незначительна, то тангенциальные напряжения имеют неоднозначное воздействие на стабильность геометрической формы валов;
^ экспериментально выявлено, что с увеличением относительного обжатия глубина слоя с тангенциальными остаточными напряжениями падает, а с увеличением обжатия с 0,6 до 1,2% - растёт;
^ установлено, что упрочнение валов осесиммет-ричным нагружением с относительным обжатием в пределах 0,5-1,2% оказывает положительное влияние на жёсткость упрочнённых валов.
Библиографический список
1. Бернштейн Г.Ш., Луковникова Г.Н. Исследование влияния поверхностного упрочнения и холодных правок на прочностные и точностные характеристики деталей // Новые способы упрочняюще-отделочной обработки наружных и внутренних поверхностей деталей поверхностной пластической деформацией: труды НИИтрактрсельхозмаш. М., 1973. 166 с.
2. Гликман Л.А., Бабаев А.Н., Левин В.М. О рациональном использовании способа Гейна и Бауэра для определения остаточных напряжений в цилиндрах // Зав. лаб. 1976. № 5. С. 94-103.
3. Зайдес С.А. Остаточные напряжения и качество калиброванного металла. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 1992. 200 с.
4. Закс Г. Практическое металловедение. М.-Л.: ОНТИ НКТП, 1938. 244 с.
5. Румшинский Л.З. Математическая обработка результатов экспериментов. Справочное руководство. М.: Наука, 1971. 192 с.
6. Биргер И.А. Остаточные напряжения. М.: Машгиз, 1963. 232 с.
УДК 621.7.04
ОБ АВТОМАТИЗАЦИИ ПРОЦЕССА ГИБКИ-ПРОКАТКИ ДЕТАЛЕЙ ТИПА ОБШИВОК КРЫЛА В КОМБИНИРОВАННОМ ПРОЦЕССЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ
А.Е. Пашков, А.Ю. Малащенко
Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет, 6664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Рассмотрена автоматизированная гибка-прокатка деталей типа обшивок крыла в комбинированном процессе формообразования. Приведена последовательность определения технологических параметров гибки на основе экспорта данных из электронной модели деталей. На базе разработанной математической модели проведён
1 Пашков Андрей Евгеньевич, доктор технических наук, профессор кафедры оборудования и автоматизации машиностроения, e-mail: pashkov@irkut.ru
Pashkov Andrey, Doctor of technical sciences, Professor of the Department of Machinery and Automation of Mechanical Engineering, tel.: (908) 6568030, e-mail: pashkov@irkut.ru
2Малащенко Александр Юрьевич, младший научный сотрудник кафедры оборудования и автоматизации машиностроения, тел.: 89086568030, e-mail: malashchenko@mail.ru
Malaschenko Alexander, Junior Research Worker of the Department of Machinery and Automation of Mechanical Engineering, tel.: 89086568030, e-mail: malashchenko@mail.ru
анализ требуемой точности позиционирования нажимного валка при гибке обшивок крыла современных самолётов. Сформулированы основные технические решения в области автоматизации при создании специализированной листогибочной машины для формообразования обшивок в продольном направлении на базе универсальной машины И2222Б. Ил. 6. Библиогр. 2 назв.
Ключевые слова: гибка-прокатка; формообразование; автоматизация; обшивка крыла; линия гиба; листогибочная машина.
ON THE AUTOMATION OF BENDING AND ROLLING OF WING SKIN TYPE PARTS IN THE COMBINED PROCESS OF SHAPING
A.E. Pashkov, A.Yu. Malaschenko
National Research Irkutsk State Technical University, 83, Lermontov St., Irkutsk, 664074.
The automated bending and rolling of parts of wing skin type in the combined process of shaping is examined. The determination sequence of bending process parameters is given on the basis of data export from the electronic model of parts. Based on the developed mathematical model the authors carried out the analysis of the required accuracy of pressure roller positioning when bending wing skins of modern aircrafts. They formulated basic technical solutions in the field of automation when creating a specialized sheet-bending machine for shaping skins in longitudinal direction on the basis of a multipurpose machine M2222E. 6 figures. 2 sources.
Key words: bending and rolling; shaping; automation; wing skin; bending line; sheet-bending machine.
Перспективным методом формообразования крупногабаритных обшивок летательных аппаратов является комбинированная технология, включающая гибку в продольном направлении и дробеударную обработку аэродинамической поверхности детали [1]. Для реализации операции дробеударного формообразования разработана специальная установка с ЧПУ. Решение задачи комплексной автоматизации технологического процесса предполагает использование оборудования с ЧПУ также и на гибочной операции.
В производстве обшивок одинарной кривизны применяется гибка-прокатка на валковых станках типа КГЛ, ГЛС, которая выполняется по образующей поверхности детали. Длина валков таких станков со-
ставляет 3,5 м и более. В рассматриваемом случае при гибке обшивок в продольном направлении длина валков ограничивается шириной детали, которая обычно не превышает двух метров. Данная операция может выполняться на универсальных трёхвалковых листогибочных машинах типа И2220, И2222 и т.п. с проведением необходимой модернизации последних для обеспечения специфических технологических требований.
Рассмотрим основные технологические проблемы, возникающие при гибке-прокатке листовых деталей типа обшивок крыла самолета.
По геометрической форме обшивки крыла представляют собой совокупность поверхностей одинар-
Линии гиба
Рис. 1. Пример построения линий гиба обшивки, имеющей перегиб
ной, двойной и знакопеременной кривизны. Их геометрические параметры являются переменными величинами, закон изменения которых определяется контуром самолета. Точность геометрической формы обводообразующих листовых деталей определяется допустимыми отклонениями от теоретического контура, которые лежат в пределах 0,1-1,0 мм. Для примера рассмотрим обшивку крыла, поверхность которой состоит из двух конических поверхностей (рис. 1). Переход из одной поверхности в другую проходит через перелом профиля (перегиб) в виде участка знакопеременной двойной кривизны.
При гибке обшивки образующая нажимного валка листогибочной машины располагается перпендикулярно проекциям центральных образующих конических поверхностей детали. Как видно из рис. 1, в зоне перегиба необходимо изменить угловое положение валка. Гибка в ручном режиме управления выполняется по линиям гиба, которые размечаются на поверхности заготовки. Очевидно, что при переходе к программному режиму необходимо обеспечить управление положением нажимного валка как по нормали к поверхности детали, так и в её плоскости.
Процесс гибки-прокатки детали на листогибочной машине с ЧПУ может быть реализован следующим образом.
Расчёт технологических параметров в виде рабочего перемещения нажимного валка и углового положения детали выполняется на основе экспорта данных из модели детали, созданной в программе Siemens Unigraphics.
На поверхность детали, подлежащей гибке, наносится первая линия гиба, относительно которой с помощью линеек определяется начальное положение детали. Гибка выполняется до конца первого участка, содержащего некоторое количество параллельных линий гиба, с непрерывным перемещением нажимного валка в соответствии с управляющей программой. При гибке участков с переменным угловым положением производится остановка машины, подъем нажимного валка и поворот детали на требуемый угол, после чего цикл повторяется до следующего участка.
Разработка управляющей программы гибки детали (см. рис. 1) осуществляется на основе электронной модели крыла в следующей последовательности:
- на поверхность модели крыла, содержащей рассматриваемую обшивку, наносятся проекции крайних продольных образующих конических поверхностей и определяется положение их вершин;
- проводятся образующие конических поверхностей крыла, расположенные посередине заготовки;
- участки одинарной кривизны разбиваются на поперечные сечения, перпендикулярные центральным образующим, с шагом 500-1000 мм с помощью программы Siemens Unigraphics, при этом полученные сечения соответствуют линиям гиба;
- наносится ось и границы зоны перегиба;
- зона перегиба разбивается с шагом 200-500 мм на соответствующие линиям гиба поперечные сечения, расположенные под углом друг к другу;
- вычисляется приведенная толщина детали в полученных сечениях, как функция определяемых с помощью опциий Siemens Unigraphics момента инерции поперечного сечения, радиуса его кривизны и длины кривой, образующей аэродинамическую поверхность сечения;
- для участков между соседними сечениями находятся потребные остаточные радиусы их кривизны;
- для каждой линии гиба выполняется расчет хода нажимного валка и углового перемещения детали;
- на участках с неизменным угловым положением выполняется интерполяция для обеспечения непрерывного перемещения нажимного валка;
- постпроцессором генерируется управляющая программа гибки-прокатки.
Главной задачей управления рабочим перемещением нажимного валка трёхвалковой листогибочной машины является обеспечение требуемой точности настроечного параметра процесса гибки-прокатки расстоянием И0 от центра нажимного валка до линии
центров опорных валков. Для оценки требуемой точности этого перемещения установим зависимость настроечного параметра H с требуемым остаточ-
Рис. 2. Упрощенная расчетная схема гибки-прокатки листовой детали
ным радиусом кривизны Я0 детали. Для упрощения
оценочного расчета в качестве допущения примем, что схема нагружения является симметричной (рис. 2). Из приведенной схемы следует:
Но = Н - 1Н + (Ц + Вн)/2, (1)
где н - толщина деформируемого участка детали; Ц , Цн - диаметры опорных и нажимного валков;
^ - ход нажимного валка.
Прогиб / нейтрального слоя деформируемого участка заготовки можно найти как
/ = 2н - (Ц + Н)(1 - есва)/2. (2)
В то же время прогиб / связан с радиусом кривизны Я заготовки в процессе нагружения соотно-
L
шением
f = Ra (1 " COS«)-
(3)
Приравнивая выражения (2) и (3), получаем зависимость между ходом нажимного валка ZH и создаваемым при нагружении радиусом Ra кривизны заготовки:
= [Ra + (D0 + H)/2](1 - cosa). (4)
Угол гибки a в выражении (4) определяется зависимостью
a = arcsin-
2R + Dn
(5)
Для определения остаточного радиуса Я0 кривизны детали воспользуемся выражением, полученным М.И. Лысовым [2]:
я = . Я
1 - [г- + (1 - V2*" )/(Я / Н)1-" ] (6)
Здесь у - коэффициент, характеризующий относительную величину упругой зоны по высоте сечения,
V = 2е8 Я / Н, где е8 - деформация в точке перехода упругого участка диаграммы а(а) в пластический,
е8 = (К / Е)1/(1-п) ; Е - модуль упругости первого
рода; К, п - константы, определяемые из условия прохождения линии аппроксимации истиной кривой упрочнения через точки, соответствующие условному пределу текучести и пределу прочности материала, и €
п = ^—— —— ; К = ав / в" ; /3 -постоянный
^0,2 €0,2
для каждого металла коэффициент, определяемый через его механические свойства,
/3 = 6КП /^Е2"(п +1)^ ; Кп - приведенный мо-
А В С □ Е
1 Расчет параметров гибки прокатки
2 Наименование Обозн, Ед. изм. Значение
3 Параметры сечйния детали
4 Толщина заготовки Н мм 5
5 Ширима В мм BGÜ.M
6 Параметры материала
7 Марка материала Д15Т
а Модуль упругости В Ша 72Ú00
9 напряжение лреде/ч прочное^ л мпа 430
10 Отн, деформация уел, предела прочности íE 0,11
11 Напряжение условного пределу текучести 042 МПВ 275
15 Отн. деформация условного предела текучести fl.OO&S
13 Расчетные параметры материала
1А Модуль упрочнения К МПа 602
15 Показатель стеленной аппроксимации А 0.153
1Й Коэффициент, механических свойств fi 0.025
17 Приведенный модуль упрочнения К л МПа 711
Деформация в точке перехода ** МПа 0J0C4
19 Параметры оборудования
20 модель и«гге
21 Диаметр опорных валков Do мм 250
22 Диаыегр нажимною млка Ои ИМ Í80
гэ Расстояние между осями опорных валков и мм 350
24 Параметры процесса гибки
25 Расчетный остаточный радиус кривизны Ra мм 20000
26 Расчетный радиус кривмны при нагружении Ri им 664.7S513
21 УГОЛ ПИСКИ a. рад. 0,154
2S Относительна-я высота упругом зоны V O.fiOO
2Э Ход нажимного валка ¿И мм
30 Настроечный параметр гнб«и-пропаши Но мм 263,5
Рис. 3. Электронная таблица для расчета параметров гибки-прокатки
учесть необходимость компенсации погрешностей механизмов кинематической схемы машины. В приводе перемещения нажимного валка машины используются ременная передача, червячный редуктор и винтовая пара. Накопленная погрешность передаточного механизма оказывает влияние на общую точность гибки-прокатки. Компенсация данной погрешности возможна либо на основе датчика обратной связи по пути на валу двигателя, либо установкой высокоточного линейного датчика, отслеживающего перемещение непосредственно нажимного валка. В первом случае приводной механизм остается не охваченным обратной связью и для компенсации систематической погрешности механизма может быть использована про-
9 11 13 15 17 1Э 21 23 25 27
Ход нажимного валка, мм
Рис. 4. Зависимость остаточного радиуса кривизны детали из сплава Д16Т от хода нажимного валка
дуль упрочнения, зависящий от соотношения компонент напряженно-деформированного состояния. Для
гибки деталей типа пластин КП = К (2 / >/э)1+и.
На базе приведенных зависимостей в программе MS Excel была создана расчетная таблица для определения хода нажимного валка в зависимости от
констант материала и параметров листогибочной машины (рис. 3).
Зависимости R = f (ZH) , построенные с применением разработанной математической модели в диапазоне геометрических параметров обшивок крыла гражданских самолетов, приведены на рис. 4.
Из графиков, показанных на рис. 4, видно, что при любой толщине изгибаемой детали точность формообразования зависит от радиуса её остаточной кривизны. Анализ приведенных зависимостей позволяет оценить погрешность позиционирования нажимного валка в пределах 0,1 мм. Например, при гибке детали толщиной 6 мм с потребным значением радиуса остаточной кривизны ^ = 10 — 20 м изменение настроечного параметра И0 на 0,1 мм приведет к появлению отклонения = 5 —10 % соответственно.
Приведенный анализ позволяет сформулировать основные технические решения при создании специализированной листогибочной машины для формообразования обшивок в продольном направлении на базе универсальной машины И2222Б.
Задача ориентации валков относительно линий гиба может быть решена установкой листогибочной машины на поворотное основание и введением управляемого привода поворота. Вариант такого решения показан на рис. 5.
Заданная точность рабочего перемещения нажимного валка, вращения опорных валков и поворота основания машины может быть обеспечена за счет применения управляемых приводов типа Б1тос1г1уе и системы ЧПУ типа Бтитепс 840С. При этом нужно
граммная корректировка системой ЧПУ. При использовании линейного датчика зазоры в кинематической цепи и упругие деформации ее деталей будут влиять на колебания привода. Поэтому необходимо рассмотреть возможность использования гибридной системы обратной связи, в которой используются два датчика: установленный на вал двигателя датчик позиционирования и линейный датчик для автоматической коррекции погрешностей кинематической цепи.
Система автоматического управления вращением опорных валков должна обеспечить требуемую точность подачи детали и компенсацию проскальзывания детали относительно валков. Для её реализации необходимо обеспечить обратную связь по продольному перемещению детали. Схема предлагаемого для этой цели механизма приведена на рис. 6.
Назначение механизма - обеспечение постоянного контакта обрезиненного ролика с поверхностью детали (см. рис. 6). Вращение ролика передается соединенному с ним инкрементальному датчику, показывающему реальное перемещение детали относительно валков.
Проведение предлагаемой модернизации универсальной трёхвалковой листогибочной машины И222Б и разработка методики автоматизированного расчета технологических параметров процесса гибки-прокатки на основе ОЛР-модели детали позволят завершить
Поворотное устройство
Рама
Тормозное устройство
-Ф-
ШЩ 7777////////////////^////////////////^^
Рис. 5. Поворотное устройство, разработанное для листогибочной машины И2222Б
/
Рис. 6. Схема установки датчика обратной связи для управления вращением опорных валков
создание комплекса управляемого оборудования для реализации комбинированной технологии формообразования длинномерных панелей.
Представленная в рамках данной статьи работа проводится при финансовой поддержке Правительства Российской Федерации (Минобрнауки Рос-
сии) в рамках комплексного проекта «Разработка и внедрение комплекса высокоэффективных технологий проектирования, конструкторско-технологической подготовки и изготовления самолета МС-21», шифр 2010-218-02-312.
Библиографический список
1. Вепрев А.А., Пашков А.Е., Плихуно В.В., Румянцев Ю.С., мышленность. 2009. № 2. С. 24-29.
Сергунов А.В. О создании отраслевой технологии дробе- 2. Лысов М.И. Теория и расчет процессов изготовления де-ударного формообразования панелей // Авиационная про- талей методами гибки. М.: Машиностроение, 1966. 236 с.
УДК 625.80:64
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНОГО КОЭФФИЦИЕНТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ МОЩНОСТИ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ОБЩЕГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЮ МАЛОГАБАРИТНОЙ КОММУНАЛЬНОЙ МАШИНЫ
Л.В. Простакова1, Д.В. Кокоуров2
Национальный исследовательский Иркутский государственный технический университет, 664074, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Определены основные факторы, влияющие на общее сопротивление перемещению малогабаритной коммунальной машины. Найден рациональный режим работы, который определяется оптимальным коэффициентом распределения мощности двигателя между приводом рабочего оборудования и движителем.
1 Простакова Людмила Владимировна, кандидат технических наук, доцент кафедры строительных, дорожных машин и гидравлических систем, тел.: (3952) 405134, 89086611645.
Prostakova Lyudmila, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Construction, Roadmaking Machinery and Hydraulic Systems, tel.: (3952) 405134, 89086611645.
2Кокоуров Дмитрий Владимирович, кандидат технических наук, доцент кафедры строительных, дорожных машин и гидравлических систем, тел.: (3952) 405134, 89025109822.
Kokourov Dmitry, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Construction, Roadmaking Machinery and Hydraulic Systems, tel.: (3952) 405134, 89025109822.
