CC BY
21
тельства Российской Федерации (Минобрнауки России) по комплексному проекту 2012-218-03-120 «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» согласно Постановлению Правительства Российской Федерации от 9 апреля 2010 г. № 218.
Библиографический список
1. Башта Т.М. Расчеты и конструкции самолетных гидравлических устройств. М.: Оборонгиз, 1961. 97 с.
2. Болотин В.В. Ресурс машин и конструкций. М.: Машиностроение, 1990. 447 с.
3. Сапожников В.М., Лагосюк Г.С. Прочность и испытания трубопроводов гидросистем самолетов и вертолетов. М.: Машиностроение, 1973. 248 с.
4. Тарасов Ю.Л., Перов С.Н., Логинов С.Л. Решение проблемы обеспечения и надежности ресурса трубопроводных систем при их проектировании // Вестник Самар. гос. техн. ун-та. Сер. физ.-мат. наук. 2003. №19. С.122-128.
5. Тимошенко С.П. Прочность и колебания элементов конструкций / под ред. Э.И. Григолюк. М.: Наука. 1975. 704 с.
6. Пыхалов А.А., Милов А.Е. Контактная задача статического и динамического анализа сборных роторов турбома-шин. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2007. 192 с.
7. Яхненко М.С. Анализ сходимости численного решения метода конечных элементов для задачи динамического нагружения трубопроводов // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2011. №5 (52). С.100-103.
8. Яхненко М.С. Проектирование конструкции трубопроводной системы с учётом экспериментальных данных тен-
зометрирования [Электронный ресурс] // Электронный журнал «Труды МАИ»; Моск. авиац. ин-т. 2011. №44. С.44-30. Режим доступа: http://www.mai.ru/publications/index2.php.
9. Яхненко М.С., Гущин С.В., Полонский А.П. Анализ работы трубопроводных коммуникаций летательных аппаратов с учётом монтажных неточностей // Материалы конф. «Проблемы земной цивилизации»: межвуз. сб. науч. тр. / под ред.
B.А. Анохина, Н.М. Пожитного. Иркутск, 2008. Вып. 21.
C.196-199.
10. Яхненко М.С., Пыхалов А.А. Исследование динамики работы трубопровода напорной трассы гидросистемы современного истребителя // Материалы 13 междунар. науч. конф., посвящённой 50-летию Сибирского государственного аэрокосмического университета. Красноярск, 2009. С.46-47.
11. Яхненко М.С., Пыхалов А.А. Анализ динамики и прочности сборных конструкций трубопроводных систем летательных аппаратов с применением нелинейной контактной задачи метода конечных элементов // Материалы 17 междунар. симп. «Динамические и технологические проблемы механики конструкций и сплошных сред» им. А.Г. Горшкова. М.: МАИ, 2011. С.163-164.
УДК 621.91
ПРОСТРАНСТВЕННОЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕРМИЧЕСКИХ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ПЛАСТИНЕ
© С.И. Ботвенко1
Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Рассмотрена математическая модель, позволяющая по усредненным эпюрам остаточных напряжений получать объемное распределение остаточных напряжений в пластине после закалки. В качестве исходной принята эпюра остаточных напряжений, аппроксимированная параболой. Ил. 10. Библиогр. 6 назв.
Ключевые слова: остаточные напряжения; остаточные деформации; припуск; заготовка; эпюра; обработка резанием.
THREE-DIMENSIONAL DISTRIBUTION OF THERMAL RESIDUAL STRESSES IN A PLATE S.I. Botvenko
Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St. Irkutsk, 664074, Russia.
The paper studies a mathematical model that allows to obtain a volumetric distribution of residual stresses in a plate after hardening by mean residual stress diagrams. The residual stress diagram approximated by a parabola is taken as a reference diagram. 10 figures. 6 sources.
Key words: residual stresses; permanent deformation; allowance; workpiece; (distribution) diagram; machining.
1Ботвенко Сергей Иванович, кандидат технических наук, доцент, докторант кафедры оборудования и автоматизации машиностроения, тел.: 89025610151, e-mail: bsll110@yandex.ru
Botvenko Sergey, Candidate of technical sciences, Associate Professor, Doctoral Candidate of the Department of Machinery and Automation of Mechanical Engineering, tel.: 89025610151, e-mail: bsll 110@yandex.ru
Введение. Существующие методы определения термических (закалочных) остаточных напряжений в телах канонической формы (цилиндр, брус, пластина) и тем более в деталях сложной формы не всегда отвечают требованиям по точности измерений, функциональной пригодности, достоверности полученной информации. Известный и достаточно часто применяемый исследователями метод плоских срезов [1] позволяет получить эпюру остаточных напряжений по сечению образцов или деталей, но не позволяет определить сечение, для которого она справедлива. По этой причине при дальнейшей оценке остаточных деформаций, которые проявляются в реальных производственных процессах в виде коробления, поводок, депланации технологических баз и др., для удобства эту эпюру считают справедливой для нейтральных сечений или для сечений, в которых ведется расчет. Подобным образом поступает автор работы [2] при оценке остаточных деформаций оребренных конструкций из алюминиевых сплавов. Аналогичные подходы применяли авторы [3, 4]. В [3] автор производит расчет достаточно большой пространственно ориентированной рамы из алюминиевого сплава методом конечных элементов, используя эпюру остаточных напряжений в заготовке, близкую к параболической аппроксимации.
В настоящей работе представлена и экспериментально подтверждена математическая модель одного из возможных методов, позволяющая получить пространственное распределение термических остаточных напряжений в пластине.
1. Описание метода, основанного на членении пластины на составные элементы. Рассматривая остаточное напряженное состояние пластины [1], установленное методом плоских срезов, получаем идентичные эпюры, характерные для любых сечений, перпендикулярных удаляемым слоям (рис. 1), т.е. в
обычном представлении С1 в плоскостях, парал-
20
лельных плоскости 20Х, постоянна в направлении оси у, а в плоскостях, параллельных плоскости
20У, - в направлении оси х ( здесь и далее индекс
п
соответствует плоскости 20Х, а индекс - плоскости 20У). Следовательно, и величина остаточных напряжений и сами эпюры являются усредненными.
Для того чтобы определить действительную величину остаточных напряжений на поверхности и их реальное распределение, рассмотрим пластину с размерами НхВх|_ (здесь и далее под пластиной понимаем термически толстую заготовку призматической формы, у которой размеры поперечного сечения Н и В - величины одного порядка), в которой после закалки наведены сжимающие остаточные напряжения на поверхности и растягивающие в центральной части. По данным [5, 6] эпюры термических остаточных напряжений с высокой степенью точности описываются параболой. Представим, что в пластине параллельно плоскостям 20Х и 20У имеем типичные эпюры усредненных остаточных напряжений от термообработки, которые опишем параболами второй степени (рис. 1). Согласно системе координат, принятой на рис. уравнение эпюр остаточных напряжений имеет вид: в плоскости 20Х
1,
-I
6 2 6
С =Ср (тг * * + !), (1)
2С
В
в
в плоскости 20У -II
6 2 6
С!=Ср (тгг У -77 У +!) , (2)
2С
где
СР -
р н 2 - н остаточные сжимающие напряжения
на
В, Н - соответственно ши-
поверхности заготовки; рина и толщина заготовки.
Отметим, что из условия равновесия эпюры остаточных напряжений и известного свойства параболы вытекает, что если максимальные напряжения сжатия
на поверхности Ср, то в центральной части максимальное напряжение растяжения должно быть У Ср (рис. 1).
- л-П
Для выявления действительных значении С
z
рассмотрим изменение С^ в плоскостях, парал-
zc
лельных плоскости ZOY. В общем случае можно записать
-II Т / 6 2 6
cr:i=^n (-72У -— У +1)G
Н
H'
d
(3)
где
G -
дополнительные напряжения, учитываю-
щие изменение С^ в направлении оси X.
Для нахождения С^ осуществим ряд последовательных членений, полагая, что сама операция членения остаточных напряжений не создает. Отсечем от
пластины ее часть размером Ь и рассмотрим обе
отрезанные части по отдельности. После отрезки часть 1 в результате уравновешивания имевшихся в ней напряжений изогнется в плоскости ZOX относительно главной оси.
Величину прогиба /х\ определим на основе [6], в нашем случае
fxi =
ъ£2а> хс\ 2ЕЪ\
(4)
где £ - базовая длина измерения прогиба; со -площадь эпюры остаточных напряжений в отсеченной части; Хс1 - координата центра тяжести эпюры отсеченной части относительно главной оси; Е - модуль упругости первого рода.
Изгибающий момент, вызвавший этот прогиб, определим из выражения
m i =
%EJy\fxi
£2
(5)
где Зу\ - момент инерции отсеченной части 1.
Напряжение, возникающее в результате изгиба, находим на основе зависимости
М1
Gm i = Wyi
(6)
где Жу1 - момент сопротивления отсеченной части 1. Подставляя (5) в (6), имеем
Ы
G
M1
tWyx
(7)
В общем случае, при известных значениях моментов инерции и сопротивления, после преобразований (7)принимает вид
_ АЕ
Ом 1 =-- . (8)
£2
В результате перераспределения остаточных напряжений в отсеченной части 1 возникает не только изгибающий момент, но и растягивающая сила, вызывающая некоторую деформацию удлинения. Ее величину можно найти как разность общего удлинения крайнего волокна и удлинения, обусловленного только изгибом отсеченной части:
а£гх1=А£Х1-А£.
Мх 1
(9)
где а£гх1 - удлинение части 1 от действия собственно растягивающей силы; а£х1 - общее удлинение крайнего волокна; а£мх1 - удлинение крайнего волокна от действия изгибающего момента.
Относительная деформация крайнего волокна с его удлинением связана зависимостью, подобной
а£мл=ЕМ\£ , (ю)
где £м\ - относительная деформация от действия
момента М1; £ - базовая длина измерения.
В то же время £м\ со стрелой прогиба связана уравнением
£м1 =
Abi fx\
£2 ■
Отсюда приходим к выражению
(11)
(12)
. л Abi fxi AZMxl = -j:- .
I
Величину относительной деформации, создаваемую только растягивающей силой, определим как
а£гх\
Sri = —j- , (13)
а напряжение, возникшее в результате ее действия:
Gп = Sri E . (14)
После преобразований (14) примет вид
Gri =
_ a£xi Е а Ebifxi
£
£■2
(15)
Эпюры найденных величин С и С показа-
Г1 М1
ны на рис. 2, ^а На этом же рисунке показана эпюра суммарных напряжений от разрезки:
Gdi =GMi+Gri ,
(16)
где - дополнительное напряжение в части 1 при ее отрезке, возникшее в результате перераспределения остаточных напряжений относительно главной оси инерции.
Рис. 2. Расчетная схема перераспределения остаточных напряжений в отсеченной части 1 пластины
А£х1 Е АЕЬП'/Х1
Остаточные напряжения на поверхности отрезанной части 1 после уравновешивания Оpi получим,
сложив исходную эпюру О^ в плоскости ZOX с до-
zc
полнительной Оdi, т.е.
- (pi = -Оp + Odi. (17)
Согласно [6] стрела прогиба обрабатываемого изделия прямо пропорциональна толщине удаляемого припуска, остаточным напряжениям и обратно пропорциональна его жесткости. Обозначим удаляемый B - b
припуск через
О
pi
£
(21)
!, в нашем случае имеем
3<7pt'(B-bi) fx i = ---
4
Eb
(18)
ъ£\в-ы)
Теперь рассмотрим формирование остаточных напряжений в оставшейся части пластины. Уравновешивание собственных напряжений в этой части приведет к ее изгибу в плоскости Z0X с прогибом , но при этом, в отличие от части 1, оставшаяся часть
уменьшит свои размеры на величину ^ * .
Опуская выкладки, которые повторяют приведенные выше, запишем конечные уравнения для нахождения дополнительных напряжений и остаточных напряжений на поверхности оставшейся части:
г _ 8Е Сх\(В-Ь\) А 1'ххЕ
d i
Отсюда величина остаточных напряжений
°p = -
4 Eblfx i
3 t'(B-bi) Подставив найденные значения в (17), получим
(19)
CY _ AEbifoi и pi ~
t- з t-{B-h) после упрощений
4 Eb;fxi А £е АЕЬф
Н—т----— I (20)
где
t' t 4EfkjB-bi)(5bi-B) Al'jci E
fxi _ прогиб оставшейся части пластины; а£ .
(22)
(pi =
(23)
Xi
I t'
- укорочение оставшейся части пластины.
Результаты построений, проведенных для получения уравнений (22) и (23), представлены на рис.3. От оставшейся части пластины последовательно
Рис. 3. Расчетная схема перераспределения остаточных напряжений в пластине после отрезки от нее части 1
отсечем часть 2, а затем произведем разрезку частей 3 и 4 (см. рис. 1). Если отсеченная часть 2, как и часть
1, будет иметь размер равный Ь, то в результате
разрезки частей 3 и 4 произойдет только их изгиб. Это объясняется тем, что площади эпюр сжимающих и растягивающих остаточных напряжений в них будут равны друг другу.
Срз = 0 . (24)
Величины дополнительных напряжений и остаточных напряжений на поверхности частей 3 и 4 определим как
тельно к части 1 напряжение на ребре узкой грани пластины определим (рис. 4) как
С
. —
р.г.
а напряжение на ее середине
Ср -С
а 1,
С
р.о.
С
2 р
С
а 1
(27)
(28)
С = Смз =
а з
2Е/хъ{В-2Ы)
I2 "
(25)
В свою очередь, напряжения на поверхности разрезки определим по уравнениям, аналогичным (27) и (28), имея в виду, что дополнительное напряжение от перераспределения остаточных напряжений согласно рис. 2
С
рз
4Е /'XI
С =С + Ср1
(29)
(В-Ьг)(5Ь1-В) +
1
(26)
+(В - 2Ы)(2/'х2 + - /хз)
-^(а£'Х1+А£'Х2\
где /Хх2 - прогиб заготовки, состоящей из частей 3 и 4 после отрезки частей 2 и 1; f'xъ - прогиб части 3 и
4 после их разрезки; а£ хг - удлинение части заготовки, оставшейся после отрезки от нее частей 1 и 2.
Опираясь на полученные результаты, восстановим положение всех отсеченных частей, занимаемое ими до разрезки. Очевидно, что для этого необходимо
приложить к ним напряжения от разрезки С^ с обратным знаком, что отвечает уравнению (3). Примени-
Если теперь соединить характерные точки установленных эпюр С" в плоскости ZOY кривыми, отвечающим уравнению (2), то получим результирующую эпюру С\ на поверхности и в среднем сечении
части 1, параллельном плоскости ZOX (рис. 4).
Восстанавливая таким образом положение всех отрезанных частей, с учетом предыдущей разрезки находим действительное распределение остаточных напряжений относительно оси z в пластине (рис. 5).
Для того чтобы результирующая эпюра С^ в
плоскости zoy на узкой грани пластины полностью сместилась в область сжимающих напряжений, как это показано на рис. 4, величина максимальных растягивающих напряжений исходной эпюры должна быть меньше дополнительных напряжений, т.е.
1 ^ ^
-Со <С,
2 а 1
(30)
Рис. 4. Схема восстановления эпюр С? в плоскости 10У отрезанной части 1
Рис. 5. Распределение остаточных напряжений С° в пластине
г
Рис. 6. Схема разрезки, замеров деформаций и снятия слоев с составных частей пластины после ее разрезки
^ ^ 1X1 <-— (В-Ы). (33)
-СГокСГм 1 + <Тп. (31) 2Ы2 2 "
Покажем, что это имеет место. Подставив вместо определив * из выражения (11) и подставив его
О о и СГ^ в выражении (30) их значения, получим в (33) после упрощений, приходим к неравенству
1 . о ъа£х\ . л ,.
~ ^ 7 - /• л 0 ^ -А1мх\<-(В-Ы). (34)
2 ЕЫ~/х 1 А 1х\Е 2 Ы
з7-— !Г ' (32)
(В-Ы) Установленное неравенство (34) выполняется
всегда, кроме случая, когда В = Ь1, что противоречит Решая уравнение (32) относительно /х\, имеем начальному условию.
Полученная картина эпюр остаточных напряжений (рис. 5) согласуется с теорией процесса закалки, согласно которой на поверхности закаливаемой детали наводятся сжимающие остаточные напряжения.
2. Экспериментальные исследования пространственного распределения остаточных напряжений. Представленное распределение остаточных напряжений в заготовке требовало экспериментальной проверки. Для ее осуществления пластину с размерами 80х20х140 мм из сплава Д16 подвергали термообработке, включающей закалку в воде с температурой 20°С и последующее естественное старение при комнатной температуре в течение не менее 96 часов. Затем пластину последовательно разрезали согласно схеме, представленной на рис. 6, производя замеры прогибов и удлинений как на отрезанной, так и на оставшейся части пластины до окончательной разрезки.
Как показали измерения, в результате отрезки часть 1 в плоскости ZOX получила прогиб /а = -0,280 мм, при этом удлинение выпуклой стороны, измеренное на базе 120 мм, составило А £х =
+0,193 мм. Пересчитаем на базу измерения в
130 мм, тем самым приведем ее к базе измерения прогиба:
120 130
а£х а£х\
отсюда
а£х\= +0,209 мм.
Для определения удлинения части 1 вычислим удлинение выпуклой поверхности в функции деформации изгиба по уравнению (12):
кл 4к/кг 4-18,5-0,28 __
а1мх1=—=----— = 0,159 мм.
£ 130
Тогда удлинение от действия только осевой силы по выражению (13)
а£гх\= а£х\-а£мх\= 0,209- 0,159 = 0,05 мм. Напряжение, вызвавшее это удлинение, согласно
(9)
С
Г1
А£гх1 г 0.05-7100 „„ „
Е =-= 27,4 МПа.
£ 130
Напряжение от действия изгибающего момента по уравнению (8)
С М1 =
4Е/х\к _ 4-7100-0,28-18,5 £2 ~ 1302
= 87 МПа.
При восстановлении первоначального положения отрезанных частей и их эпюр, которое они занимали до разрезки, согласно уравнению (3) прикладываем
дополнительное напряжение С^ со знаком « - «,
поэтому эпюры найденных величин на рис. 7, a и Ь показаны с обратным знаком. Эпюра дополнительных
напряжений С^, найденная по уравнению (6),
представлена на рис. 7,а Путем удаления слоев материала параллельно плоскости ZOY (рис. 6) и регистрации при этом деформации изгиба была определена эпюра остаточных напряжений Си части 1 по ее сечению в плоскости ZOX (рис. 7, г). Просуммировав эпюры Сд\ и С21, получаем результирующую эпюру , которая была в части 1 до ее отрезки в
плоскости ZOX.
После отрезки части 1 оставшаяся часть заготовки также изменила свое начальное состояние, а именно: она изогнулась в плоскости 20Х с прогибом /За = -
0,093 мм и удлинилась на величину а£ х\ = +0,047
г
мм. Величины соответствующих напряжений С
Г1
и
С М1 , найденных по описанной методике с обратным знаком, показаны на рис. 7, I1, д.
Последовательно отрезав часть 2, а затем разрезав части 3 и 4, производили аналогичные измерения и расчеты, результаты которых представлены на рис. 7, И - I. После разрезки частей 3 и 4 (рис. 6) с части 3 также снимали слои, параллельные плоскости ZOY. Эпюра распределения остаточных напряжений по сечению в этой плоскости представлена на рис. 7, к. Учитывая предшествующую отрезку частей 1 и 2, которая отражена на эпюрах рис. 7, е - и, а также результаты разрезки частей 3 и 4 (рис.7, ]) (указанные эпюры также показаны с обратным знаком), получаем
восстановленную эпюру в плоскости ZOX части 3
до разрезки заготовки. Учитывая симметрию разрезки и равенство суммарных дополнительных напряжений от последовательного проведения разрезки частей 1, 2, 3 и 4, полагаем, что эпюра С2 (рис. 7, е) части 1 также справедлива для части 2, а эпюра (рис. 7, I) части 3 - для части 4. Полученная эпюра С2 в плоскости ZOX для заготовки в целом представлена на рис. 10, поз. А.
Для определения распределения остаточных напряжений в плоскости ZOY (см. рис. 6) после отрезки части 2 снимали слои материала параллельно плоскости ZOX с регистрацией деформации изгиба (рис. 8, положение 0). Учитывая равенство и начальную симметрию, полагаем эту эпюру справедливой также и для части 1.Для определения положения этой эпюры до разрезки, как и в предыдущем случае, просуммируем ее с эпюрой дополнительных напряжений от разрезки Сд1, взятой с обратным знаком (рис. 7, с). В результате эпюра Си в плоскости ZOY на боковых поверхностях 1 и II займет положение 1 (рис. 8, а), а на поверхности в месте разрезки - положение 2.
Рис. 7. Схема восстановления результирующей эпюры остаточных напряжений С\ в плоскости ЮХ пластины
N. -73,4 \ 54 \ 100,6
1 у °\У \ 2
-200,4 -73 -32,6 б£ МРа (И а)
\ 63 Ч^ 114\ 144,5
-13 >у V'4
-МД "43,5 б^.МРа
б)
Рис. 8. Восстановленные эпюры С^ в плоскости частей 1 и 2 (а) и частей 3 и 4 (б)
Рис. 9. Распределение остаточных напряжений СЦ в пластине
Рис. 10. Эпюры в плоскости ZOX пластины: А - восстановленная по эпюрам для средних сечений каждой части; F - восстановленная по точкам перегиба эпюр СЦ в плоскости ZOY; D - на поверхности широкой грани
На рис. 8, б представлены результаты восстановления эпюры в частях 3 и 4. Соединяя плавной кривой характерные точки на поверхности широкой грани заготовки, получаем эпюры остаточных напряжений на поверхности (рис. 10, Р и й) и в центральной части сечения (рис. 9, А).
Представленные на рис. 9 эпюры остаточных напряжений в двух плоскостях полностью подтверждают теоретические исследования распределения остаточных напряжений в пластине. Полученная картина позволяет определять знак, величину остаточных напряжений не только в любом сечении пластины, но и в любой ее точке.
Рассмотрим особенности восстановленных эпюр остаточных напряжений в плоскости ZOX. Для этого
на рис. 10, в дополнение к эпюре , отражающей
средние значения остаточных напряжений (поз. А), покажем эпюры, отвечающие среднему сечению (поз. Р) и наружным поверхностям (поз. й и С). Нетрудно заметить, что, как это и должно быть, эпюра А заняла промежуточное положение. Следовательно, если ве-
сти речь о действительном напряженном состоянии, то эпюры С\ позиции А будут отвечать двум сечениям, параллельным плоскости ZOX , которые находятся на равных расстояниях от широких граней, определяемых условием:
Сё = 0 , (35)
где С^ - дополнительное напряжение, учитывающее изменение СЦ в плоскости ZOX по оси у.
Эпюры усредненных остаточных напряжений
СЦ1 фактически будут иметь место также только в
двух плоскостях, находящихся на равных расстояниях от боковых граней. Их положение может быть определено из зависимости, подобной (35).
Заключение. Таким образом, появляется возможность по эпюрам средних значений остаточных напряжений получать объемную картину распределения остаточных напряжений в телах (заготовках) призматической формы.
Представленная в рамках данной статьи работа проводится при финансовой поддержке Правительства Российской Федерации (Минобрнауки России) по комплексному проекту 2012-218-03-120 «Автоматизация и повышение эффективности процессов изготовления и подготовки производства изде-
лий авиатехники нового поколения» на базе Научно-производственной корпорации «Иркут» с научным сопровождением Иркутского государственного технического университета по Постановлению Правительства РФ № 218 от 09.04.2010 г.
Библиографический список
1. Биргер И.А. Остаточные напряжения. М.: Машинострое- num Satellite Boxes. Sandia National Laboratories, SAND 2007.
ние, 1963. 232 с. (in Russian)
2. Каргапольцев С.К. Остаточные деформации при фрезеровании маложестких деталей с подкреплениями. Иркутск, 1999. 136 с.
3. Prime M.B., Hill M.R. 2002, Residial stress, stress relief and inhomogeneity in aluminum plate. Scripta Materialia 46, 77-82.
4. Younger M.S., Eckelmeyer K.H. Overcoming Residual Stresses and Machining Distortion in the Production of Alumi-
6811.
5. Zamashchikov Y.I. Machining residual stresses and part distortions. IJMMM, 2007. Vol.2, No3/4. Р. 378-412.
6. Ботвенко С.И. Остаточные напряжения и деформации при изготовлении деталей типа пластин с подкреплениями. Иркутск, 2012. 132 с.
УДК 621 . 757
ВИРТУАЛИЗАЦИЯ СЕЛЕКТИВНОГО ПОДБОРА ДЕТАЛЕЙ БОЛЬШИХ СБОРОК
© М.А. Гаер1, А.В. Шабалин2, Л.Ф. Хващевская3
Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Предлагается технология виртуальной подгонки деталей, базирующаяся на принципах селективной сборки и являющаяся расширением возможностей системы геометрического проектирования анализа и расчета допусков ГеПАРД, разрабатываемой на кафедре технологии машиностроения ИрГТУ. Ил. 2. Библиогр. 6 назв.
Ключевые слова: пространственные допуски деталей и сборок; сборка с учетом трехмерных отклонений; анализ сборок с учётом допусков; конфигурационные пространства; САПР; селективная сборка.
VIRTUALIZATION OF SELECTIVE FITTING OF LARGE ASSEMBLY PARTS M.A. Gaer, A.V. Shabalin, L.F. Khvashchevskaya
Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.
The article proposes a technology of part virtual fitting that is based on the principles of selective assembly and extends the potential of the system of geometric design, analysis and calculation of tolerances ("GeDACT") being developed at the Department of Technology of Mechanical Engineering of Irkutsk State Technical University. 2 figures. 6 sources.
Key words: spatial tolerances of parts and assemblies; assembly with account of three-dimensional deviations; assembly tolerance analysis; configuration spaces; CAD system; selective assembly.
Одним из наиболее эффективных методов повышения точности соединений деталей машин является селективная сборка, с давних пор нашедшая широкое применение в автомобилестроении, подшипниковой промышленности, станкостроении, приборостроении. Сущность селективной сборки заключается в изготовлении деталей со сравнительно широкими технологически выполнимыми допусками, сортировке деталей на равное число групп с более узкими групповыми допусками и их сборке после комплектования по од-
ноименным группам. Метод селективной сборки позволяет получать высокую точность сборочного размера при наличии широких допусков на изготовление деталей, однако для его осуществления требуется стопроцентный контроль деталей по соединяемому параметру перед сборкой.
Селективная сборка является одним из способов расчета размерных цепей. Наибольшее распространение этот метод получил при решении короткозвен-ных (простых) размерных цепей, отличающихся высо-
1-
Гаер Максим Александрович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии машиностроения, тел.: 89021709580, e-mail: magaer38@gmail.com
Gaer Maxim, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology of Mechanical Engineering, tel.: 89021709580, e-mail: magaer38@gmail.com
2Шабалин Антон Владимирович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии машиностроения. Shabalin Anton, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Technology of Mechanical Engineering.
3Хващевская Любовь Федоровна, магистрант. Khvashchevskaya Lyubov, Graduate student.
