Определение технологических параметров гибки-прокатки длинномерных обшивок и панелей крыла Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

панели в связи с нанесением переменного шага антисварочного покрытия.

Величина противодавления ррг., удерживающего

подпорную плиту у обшивки, может быть определена из условия

Ррг J - рк pj-

(9)

Тогда, подставив уравнение (1), (8) в уравнение (9), получим:

(10)

На рис. 6 по зависимостям (8) и (10) рассчитаны законы изменения противодавления для подпорной плиты и подачи давления для формовки многослойной клиновидной панели из титанового сплава ВТ20. Для расчёта приняты следующие данные для ВТ20: <т5 = 40 МПа, £ е=1.6-10-3 с- [6]. Клиновидная панель имеет гофровый заполнитель шириной В = 220 мм, высотой Н0 = 18 мм, числом ребер гофров п = 20, углом наклона ребер 60°, исходной толщины листа за-

полнителя 1 мм, с соотношением толщин 50/53 = 1.

Таким образом, в результате аналитического исследования установлен закон перемещения подпорной плиты для изготовления клиновидных многослойных панелей. Используя полученные зависимости управления подпорной плитой, можно получать клиновидные панели различной высоты.

Статья подготовлена по материалам работ, выполненных по проекту «Разработка и внедрение комплекса высокоэффективных технологий проектирования, конструкторской и технологической подготовки и изготовления самолёта МС-21» в рамках реализации Постановления Правительства РФ от 09.04.2010 г. № 218 «О мерах государственной поддержки развития кооперации российских высших учебных заведений и организаций, реализующих комплексные проекты по созданию высокотехнологичного производства».

Библиографический список

1. Чумаченко Е.Н. Сверхпластичность: материалы, теория, технологии. М.: КомКнига, 2005. 320 с.

2. Колесников А.В. Анализ возможности пневмотермической формовки многослойных конструкций методом виртуального моделирования // Решетневские чтения: мат-лы XVI Между-нар. науч. конф., посвященной памяти генерального конструктора ракетно-космических систем академика М.Ф. Ре-шетнева (Красноярск, 7-9 ноября 2012) Красноярск: Изд-во редакционно-издательского отдела Сиб. гос. аэрокосмич. унта., 2012. Ч. 1. С. 361-363.

3. Пневмотермическая формовка в режиме сверхпластично-

сти рифтовых конструкций из листа / В.В. Мироненко [и др.] // Металлург. 2013. № 9. С. 50-54.

4. Пашкевич А.Г., Орехов А.В., Смирнов В.А. Формовка-сварка трёхслойных титановых конструкций в состоянии сверхпластичности // ИВУЗ Авиационная техника. 1985. № 4. С 90-93.

5. Формовка-сварка многослойных титановых конструкций в состоянии сверхпластичности без матрицы / В.А. Смирнов [и др.] // Авиационная промышленность. 1986. № 9. С. 46-48.

6. Новиков И.И. Сверхпластичность сплавов с ультрамелким зерном. М.: Металлургия, 1981. 168 с.

УДК 621.7.04

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ГИБКИ-ПРОКАТКИ ДЛИННОМЕРНЫХ ОБШИВОК И ПАНЕЛЕЙ КРЫЛА

© А.Ю. Малащенко1

Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.

Сформулированы преимущества применения операции гибки-прокатки для формообразования в продольном направлении деталей типа обшивок и панелей крыла на основании анализа их окончательной геометрической формы. Описана методика расчета технологических параметров гибки-прокатки. Приведены теоретические зависимости для определения угла закручивания поперечных сечений детали как функции настроечных параметров листогибочной машины. Рассмотрена методика определения входных данных для расчета технологических параметров гибки-прокатки по ОДР-модели детали. Ил. 7. Библиогр. 4 назв.

Ключевые слова: гибка-прокатка; формообразование; технологические параметры; обшивка крыла; линия гиба.

DETERMINING PROCESS PARAMETERS OF BENDING AND ROLLING OF WING LONG SKINS AND PANELS A.Yu. Malashchenko

Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.

The article showes the advantages of using bending and rolling for shaping the parts of a wing skin or wing panel type in the longitudinal direction based on the analysis of their final geometry. It describes a procedure to calculate bending and rolling process parameters, and provides the theoretical dependences for estimating the torsion deflection angle of part

1Малащенко Александр Юрьевич, аспирант, тел.: 89086568030, e-mail: mlk17@mail.ru Malaschenko Alexander, Postgraduate, tel.: 89086568030, e-mail: mlk17@mail.ru

cross-sections as a function of tuning parameters of a sheet bending machine. A consideration is given to the methods of input data estimation for calculating bending-rolling process parameters by a CAD- model of a part. 7 figures. 4 sources.

Key words: bending and rolling; shaping; process parameters; wing skin; fold line.

Для формообразования крупногабаритных обшивок и панелей летательных аппаратов на отечественных авиационных заводах применяется комбинированная технология, включающая упругопластическую гибку в продольном направлении и дробеударную обработку аэродинамической поверхности детали [4]. Придание деталям продольной кривизны может осуществляться свободной гибкой на прессе типа ПП-250 или гибкой-прокаткой на трёхвалковой листогибочной машине.

Поверхность типовой обшивки крыла состоит из двух конических поверхностей с круткой поперечных сечений и переходом между ними в виде участка знакопеременной двойной кривизны. Дробеударная обработка аэродинамической поверхности с увеличением интенсивности от корневого сечения к концевому придаёт 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 гибки-прокатки как более производительного процесса, обеспечивающего получение требуемой цилиндрической формы поверхности с круткой поперечных сечений.

Для реализации операции упругопластической гибки длинномерных обшивок и панелей крыла на Иркутском авиационном заводе была разработана специализированная листогибочная машина путём модернизации существующей трёхвалковой машины И2222Б [1]. Изменение углового положения валков относительно детали реализовано установкой машины на поворотное основание, обеспечивающее её поворот на 30°. Результатом установки на машину системы ЧПУ, современных сервоприводов и датчиков обратных связей стало высокоточное управление вертикальным перемещением нажимного валка, продольным перемещением изгибаемой детали и угловым положением машины. Решения, использованные при модернизации машины, защищены патентом РФ на полезную модель [3].

Технологическими параметрами гибки-прокатки в данном случае является расстояние Н0 между осью нажимного валка и плоскостью, проходящей через оси опорных валков, длина обрабатываемого участка Ь и изменение углового положения листогибочной машины а.

Для определения настроечного параметра Н0 существует методика, описанная М.И. Лысовым [2]. Данная методика сложна в применении и не обеспечивает требуемой точности расчёта без проведения пробного изгиба образца детали для учёта разброса механических свойств материала. Поэтому для технологических расчётов целесообразным является применение

упрощённой модели, в которой схема нагружения при гибке-прокатке принимается симметричной [4]. Эта методика значительно проще в применении, но также не обеспечивает требуемой точности расчёта без введения поправки для учёта ассиметричности схемы нагружения при гибке-прокатке и разброса механических свойств материала. Для обеспечения требуемой точности расчёта введём поправочный коэффициент

кг, определяемый экспериментально:

kг = R/R

где R \ - радиус кривизны реальной схемы нагружения при гибке-прокатке; Ra - радиус кривизны при

симметричной схеме нагружения.

Тогда формула для расчёта хода нажимного валка, приведённая в работе [4], примет вид:

2Я = (кг Ra + (D0 + Hnp) / 2)(1 - cos^),

где D - диаметр опорных валков; H - приведенная толщина детали; ф - центральный угол гибки.

Для проведения технологических расчётов по данной методике требуется создать базу данных поправочных коэффициентов кг , которая заполняется

посредством экспериментальной гибки-прокатки образцов, изготавливаемых из того же материала, что и деталь. Образцы должны соответствовать по моментам инерции поперечным сечениям в типовых участках детали. Для деталей типа обшивок образцы изготавливаются с учётом того, что каждому изменению приведённой толщины детали H на 2 мм соответствует свой тип образца. Для деталей типа панелей требуется изготовление конструктивно-подобных образцов с переменным количеством рёбер в поперечных сечениях.

Гибка-прокатка образцов выполнятся последовательными проходами с шагом настроечного параметра Н0 0,1 мм для панелей и 0,25 мм - для обшивок. После каждого прохода производится измерение полученного остаточного радиуса кривизны. Гибка продолжается до достижения минимального расчётного радиуса кривизны участков детали, которым соответствует данный образец. Значения Н0и R0 после каждого прохода заносятся в электронную таблицу. Расчёт

поправочных коэффициентов кг выполняется по

таблице с помощью функции подбора параметра MS Excel.

Данная методика обеспечивает высокую точность расчёта настроечного параметра Н0. Её недостаток -необходимость изготовления большого количества опытных образцов. В связи с этим актуальным является разработка методики определения поправочных

коэффициентов кг методом конечно-элементного

моделирования процесса гибки-прокатки типовых участков детали с последующей обработкой данных в системе автоматизированного проектирования типа Siemens NX.

Второй задачей при расчёте технологических параметров является определение углового положения валков листогибочной машины относительно детали для получения крутки поперечных сечений. До настоящего времени не были найдены теоретические зависимости угла закручивания поперечных сечений детали от настроечных параметров листогибочной машины.

Изогнутую под углом а к образующим поверхность

детали равномерной кривизны можно представить частью цилиндрической поверхности, образующие дуги которой расположены перпендикулярно осям валков (рис. 1). Для определения угла закручивания поперечных сечений участка поверхности детали длиной I и радиусом кривизны Н0 требуется рассчитать расстояния между точками, расположенными в углах поверхности участка, и горизонтальной плоскостью, соприкасающейся с поверхностью участка по некоторой средней линии.

Предположим, что средняя линия проходит через центр образующей дуги цилиндрической поверхности, которая имеет начало в точке 1 (рис. 2).

Образующие цилиндрической поверхности Поверхность изгибаемой детали

Горизонтальная плоскость

Рис. 1. Поверхность детали с круткой поперечных сечений

Горизонтальная плоскость

п

Нп--- / Нп

^ Образующие цилиндрической поверхности

а)

Дуга цилиндрической поверхности б)

Горизонтальная плоскость

е)

Рис. 2. Расчёт угла закручивания поперечных сечений детали: а - схема расчёта; б - схема определения высоты угловых точек над плоскостью; в - схема определения углов,

образуемых краями детали и плоскостью

Построим хорды дуг цилиндрической поверхности с началом в угловых точках 1-4 и центральной точкой, лежащей на средней линии. В соответствии со схемой, приведенной на рис. 2,а,б, рассчитаем расстояния Н1-Н4 от хорд соответствующих дуг до точек, принадлежащих средней линии. Для удобства расчёта воспользуемся приближённой формулой, которая при характерных для рассматриваемых деталей радиусах кривизны имеет погрешность не более 0,3%:

X2

нп = —^, (1)

n Щ

где Хя - длина хорды дуги, проходящей через угловую точку; n = 1,...,4.

Длину хорды дуги, соединяющей точки 1 определим по формуле:

т пт, • ^

= 2R sin -

и 3,

2

где Я - центральный угол дуги 1-3, Я =

180L nR

Найдем длины хорд, которые стягивают дуги с центром на средней линии и началом в угловых точках 1-4:

А-з .

cosa X2=X¡ - 2a; a = B sin a, где B - ширина участка детали.

X, = X - 2b;

(2)

(3)

(4)

b = f sin a; f = X1 sin a ;

+ ; (5)

d = (B - f) sina, где a,b,f,d - стороны соответствующих треугольников (рис. 2,а).

Зная расстояния Н1-Н4 от горизонтальной плоскости до угловых точек, рассчитаем углы между прямыми, соединяющими точки 1 и 2, 3 и 4 данной плоскостью (рис. 2,в):

у = arcsin

у = arcsin

H1 - H2 B

H4 - H3

B

(6)

где у 1, у2 - углы между прямыми 1-2 и 3-4 и горизонтальной плоскостью соответственно.

Тогда искомый угол закручивания поперечных сечений участка детали у равен:

. Z + Z,

У = У + У2 = arcsin р 2, B

где Z1 = H1 - H2, а Z2 = H4 - H3.

Совместно решив уравнения (1)-(5) получим выражения для определения параметров Z1 и Z2:

_ 4BLx_3tga - 4B2 sin2 a Z1 — ; 1 8Ro

4BLX 3tga + 4B2 sin2 a - 8BLL 3tga sin2 a

8R ■

Подставив эти выражения в формулу (6), выразим угол закручивания поперечных сечений детали у через настроечные параметры гибки-прокатки: L_3tga cos2 a _

Z2 =

у = arcsin -

R

= arcsin -

90 L

2Ro sin(-)tga * cos2 a

nR

R

Для проверки полученной математической модели был проведён эксперимент по гибке-прокатке образцов под углом к образующим. Образцы представляли собой плиты материала В95пчТ2 размером 16x1300x600 мм. Образцы делились по группам, каждой из которых соответствовал свой угол гибки: 5, 10 и 15°. Выполнялась последовательная гибка-прокатка образцов на радиусы кривизны от 20 до 5 м с шагом 3 м (рис. 3).

а) б)

Рис. 3. Эксперимент по гибке-прокатке образца под углом к образующим: а - образец; б - гибка-прокатка образца

После каждого прохода индикаторной планкой проводилось измерение полученного радиуса кривизны. Затем образцы измерялись на координатно-измерительной машине по двум поперечным сечениям, расположенным перпендикулярно продольным образующим. Для исключения влияния на точность измерений краевых участков с недогибом измерения проводились на расстоянии от краев, равном:

N = — + Lo,

tga 2

где L - расстояние между осями нижних валков.

Для исключения погрешностей, связанных с упругими деформациями образца под собственным весом, были изготовлены приспособления для измерения образца в вертикальном положении (рис. 4). Приспособления захватывают деталь в двух точках в верхней части образца, что исключает его деформирование при закреплении.

Данные измерений экспортировались в программу Siemens NX, где проводилось определение угла между полученными кривыми. Измеренный угол закручивания у, угол гибки-прокатки а, радиус кривизны R0 и длина участка L = A — 2N (где A - длина образца)

заносились в электронную таблицу MS Excel. По приведённой выше методике проводился теоретический расчёт угла закручивания по известным параметрам а, R0, L. Для наглядного представления полученные значения угла у были приведены к единичному углу

закручивания % = .

Зависимости теоретически и экспериментально полученных значений единичного угла закручивания сечений % от радиуса кривизны образца при рассмотренных углах гибки-прокатки приведены на рис. 5. Графики показывают сходимость результатов расчёта и эксперимента. Отклонения экспериментальных значений от расчётных обусловлены, главным образом, погрешностью получаемой кривизны детали. Точность позиционирования валков современных листогибочных машин с ЧПУ не превышает 0,1 мм, что обеспечивает погрешность получаемой кривизны детали не более 5-7% и аналогичную погрешность угла закручивания поперечных сечений. Абсолютное значение погрешности расчёта не превышает 0,1°, что удовлетворяет требованиям к точности формообразования деталей типа панелей и обшивок крыла.

а) б)

Рис. 4. Приспособление для измерения образца на координатно-измерительной машине в вертикальном положении: а - вид спереди; б - вид сбоку

[ угол закручивания Х- градусов

Рис. 5. Теоретические и экспериментальные (пунктирная линия) значения единичного угла закручивания

поперечных сечений

Аналитические расчёты показали, что деталям типа оребрённых панелей методом гибки-прокатки под углом к образующим можно придавать до 50% требуемого угла закручивания. Доводку окончательной геометрической формы детали можно осуществлять методом раскатки рёбер.

С внедрением в производственный процесс систем автоматизированного проектирования (САПР) стало возможным определение входных данных для расчёта технологических параметров гибки-прокатки по ОЛй-модели детали. Входными данными для расчёта являются распределение радиусов продольной и поперечной кривизны детали по её длине и ширине и конструктивные параметры поперечных сечений детали: толщина поперечного сечения детали, приведённая толщина детали, длина аэродинамической поверхности поперечного сечения.

Построение расчётных сечений осуществляется

путём рассечения детали продольными и поперечными плоскостями. Построение продольной плоскости производится для расчётного продольного сечения наибольшей длины. Затем параллельно построенной плоскости на заданном расстоянии строятся ещё 2-4 плоскости в зависимости от габаритов и формы детали. Для определения расположения расчётных поперечных сечений на поверхность проекции схемы членения крыла, содержащей рассматриваемую деталь, наносятся проекции крайних продольных образующих линейчатых поверхностей крыла, определяется положение их вершин (рис. 6). Проводятся центральные процентные линии, проходящие через вершины конических поверхностей крыла и середины крайних сечений линейчатых участков детали. На линейчатых участках детали с шагом 500 мм строятся плоскости, перпендикулярные центральным процентным линиям.

Рис. 6. Построение центральных процентных линий

а)

б)

в)

Рис. 7. Расчёт геометрических характеристик поперечного сечения: а - результат расчёта для обшивки; б - результат расчёта для оребрённой панели; в - интерфейс функции расчёта момента инерции

сечения

Для определения положения поперечных сечений в зоне перегиба находится точка пересечения прямых, лежащих в плоскостях, расположенных на её границах. Затем из этой точки проводятся линии с шагом 200-400 мм, вдоль которых строятся поперечные сечения.

С помощью функций САПР по полученным сечениям определяется распределение поперечной и продольной кривизны и параметры поперечных сечений. Для определения приведённой толщины детали применяется функция построения эквивалентного прямоугольного сечения с последующим измерением его толщины (рис. 7).

Для определения требуемого угла закручивания строятся прямые, соединяющие конечные точки кривых поперечных сечений, лежащих на аэродинамической поверхности. Затем измеряется угол между данными прямыми, принадлежащими соседним сечениям. По приведённой выше методике рассчитывается требуемый угол поворота листогибочной машины а. Ли-

нии гиба строятся на детали в соответствии с поперечными сечениями с поворотом на угол а.

Приведённая методика позволяет рассчитывать все технологические параметры, необходимые для придания продольной кривизны деталям типа панелей и обшивок крыла гражданских самолётов методом гибки-прокатки. Снижение трудоёмкости расчёта можно достичь посредством создания программного обеспечения для автоматизированного расчёта технологических параметров гибки-прокатки.

Представленная в рамках данной статьи работа проводится при финансовой поддержке Правительства Российской Федерации (Минобрнауки России) в рамках комплексного 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», шифр 2012-218-03-120.

Библиографический список

1. Автоматизация производства длинномерных панелей и обшивок на Иркутском авиационном заводе / Вепрев А.А. [и др.] // Наука и технологии в промышленности. 2013. № 1-2. С. 49-52.

2. Лысов М.И., Сосов Н.В. Формообразование деталей гибкой. М.: Машиностроение, 2001. 388 с.

3. Патент РФ на полезную модель № 133761. Пашков А.Е., Лихачев А.А., Малащенко А.Ю., Хунхеев А.М. Валковая ли-

стогибочная машина. Приоритет полезной модели 17.12.2012. Зарегистрировано 27.10.2013. 4. Пашков А.Е., Малащенко А.Ю. Об автоматизации процесса гибки-прокатки деталей типа обшивок крыла в комбинированном процессе формообразования // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2011. № 11. С. 37-42.

УДК 658.386.3.633.33

МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ НАГРУЗОК ПРИ ИЗНОСЕ ЗУБЬЕВ КОВША РОТОРНОГО ЭКСКАВАТОРА БОЛЬШОЙ ЕДИНИЧНОЙ МОЩНОСТИ, НАХОДЯЩЕГОСЯ ЗА ПРЕДЕЛАМИ СРОКА СЛУЖБЫ

© Е.Е. Милосердов1, А.В. Минеев2

Сибирский федеральный университет,

660049, Россия, г. Красноярск, пр. Свободный, 82, стр. 6.

Рассматриваются некоторые базовые соотношения математической модели основных приводов роторного экскаватора. Приведены основные формулы, используемые в моделировании нагрузок при износе зубьев ковша роторного экскаватора большой единичной мощности, находящегося за пределами срока службы, предусмотренного заводом изготовителем, в процессе экскавации породы. Ил. 2. Библиогр. 3 назв.

Ключевые слова: ротор; привод; моделирование; экскавация.

MATHEMATICAL MODEL OF LOADS UNDER SCOOP TEETH WEAR OF BUCKET WHEEL EXCAVATOR OF HIGH UNIT CAPACITY BEYOND SERVICE LIFE E.E. Miloserdov, A.V. Mineev

Siberian Federal University,

82 Svobodny pr., bld. 6, Krasnoyarsk, 660049, Russia.

The article examines some basic ratios of the mathematical model of the main drives of the bucket wheel excavator. It gives the basic formulas used in load modeling under scoop teeth wear of the bucket wheel excavator of high unit ca-

1Милосердов Евгений Евгеньевич, старший преподаватель кафедры бурения нефтяных и газовых скважин, тел.: 89029121051, e-mail: eemiloserdov@vankoroil.ru

Miloserdov Evgeny, Senior Lecturer of the Department of Oil and Gas Wells Drilling, tel.: 89029121051, e-mail: eemi-loserdov@vankoroil.ru

2Минеев Александр Васильевич, доктор технических наук, зав. кафедрой бурения нефтяных и газовых скважин, тел.: 89029121051, e-mail: mineev_bngs.krsk@mail.ru

Mineev Alexander, Doctor of technical sciences, Head of the Department of Oil and Gas Wells Drilling, tel.: 89029121051, e-mail: mineev_bngs.krsk@mail.ru