автореферат диссертации по авиационной и ракетно-космической технике, 05.07.04, диссертация на тему:Разработка и исследование процессов изготовления продольных элементов жесткости планера летательного аппарата гибкой листовых заготовок

Ни правах рукописи Для служебного пользования Эт. № №

| Л--« Хбеал, Ъьлтхсъъ д^

( ^б-пх.-п-'з !

' 1 \ «»ТЛЙВ

Башилов Александр Сергеевич

Разработка и исследование процессов изготовления продольных элементов жесткости планера летательного аппарата гибкой листовых заготовок

Специальность 05. 07. 04 "Технология прошводства летательных аппаратов''

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва- 2000

Рабом выполнена в (МО «11ПО «Молния»

Научный руководи 1ель - кандидат технических наук, профессор

Колганов И.М.

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

Спроткин О.С., - кандидат технических наук Половцев В.А.

Ведущая организация - НПО «Техномаш»

Зашита диссертации состокгся " 6 " апреля 2000 года в 12 час. на заседании диссертационного совета Д.063.56.03 в "МАТИ" - Российском государственном технологическом университете им. К. Э. Циолковского по адресу: 109240, г. Москва, Берниковская наб., д. 14.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.

Автореферат разослан " 3 " марта 2000 года

/

Ученый секретарь диссертационного Совета Д. 063.56.03 доктор технических наук, профессор

, .. I г 1 • • - -

И. В. Шевченко

'У ■;'/ ,.<

Лс/с-с' с.л-гс ■-■<■:

0»-064, (ММ,О

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

АКТУАЛЬНОСТЬ ПРОБЛЕМЫ. В последнее время в России и за рубежом значительное внимание уделяется разработке и производству новых летательных аппаратов, в конструкции корпусов н планеров которых используются профили, выполненные гибкой листовых заготовок из ннзкопластичных и высокопрочных материалов Применение профилей, гнутых из листовых полуфабрикатов, является одним из путей решена я проблемы создания технологичных изделий минимальной массы при заданных прочности и жесткости.

В связи с тем, что получение тонкостенных профилей н гофрированных ланелеП из малопластичных высокопрочных материалов прессованием является технически трудноразрешимой задачей, изготовление их из листа становится в большинстве случаев единственно возможным методом их производства.

Промышленностью освоены профили, гнутые из титановых и других нпзкопластнчиых листовых материалов, имеющие в зоне сгиба внутренние радиусы равные, как правило, трем-пяти толщинам исходной заготовки. Они из-за нерационального соотношения размеров по своим прочностным и жесткостным характеристикам заметно уступают прессованным. Для того чтобы характеристики профилей, гнутых из листа, соответствовали бы характеристикам прессованных и горячекатанных, необходимо их изготавливать с меньшими радиусами и утолщением материала в зонах сгиба. При обычном пластическом изгибе листовых заготовок это сделать не удается из-за опасности разрушения растянутых волокон по выпуклой поверхности и утонения материала в угловой зоне.

Проведение исследований в этой направлении и последующее внедрение полученных результатов в промышленность позволит снизить массу конструкций, подкрепленных тонкостенными профилями и гофрированными панелями, трудоемкость и металлоемкость процессов профилирования, повысить несущую способность панелей авиационных конструкций с одновременным повышением качества и надежности, что говорит об актуальности проблемы.

ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ. Целью данной работы является снижение массы конструкции планера летательного аппарата за счет применения элементов жесткости с высокой весовой отдачей.

Для этого требуется на основе результатов теоретических н экспериментальных исследований разработать технологические процессы изготовления тонкостенных профилей повышенной прочности и жесткости из труднодеформируемых высокопрочных листовых материалов.

Для достижения поставленной цели должны быть выполнены теоретические и экспериментальные исследования геометрических параметров зоны сгиба и технологических параметров процессов, установлены их зависимости от размеров сечения профиля и механических свойств материала; установлены предельных и точностных возможностей процесса; разработаны экономически целесообразные варианты технологического процесса формообразования тонкостенных профилей из листа и оборудование для его внедрения в производство.

ОСНОВНЫЕ НАУЧНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ, выносимые на защиту.

В результате проведенных исследований разработаны математические модели процессов гибки с дополнительным нагружением в тангенциальном и осевом направлении, позволяющие рассчитать технологические основные параметры процессов.

получены расчетные соотношения для определения параметров зоны сгиба, шщ заготовок и усилия деформирования в условиях комбинированного иагружения товкн в зависимости от механических свойств материала и геометрии профилей.

Разработаны новые способы формообразования в холодном состоянии тс стенных профилен повышенной жесткости из труднодеформнруемых н яысоког иых материалов (листовых титановых сплавов марок ОТ4-1, ОГ4, высокопро1 нержавеющих сталей, труднодеформнруемых алюминиевых и бериллневых сил: изгибом с тангенциальным сжатием в роликовых фильерах в сочетании с волоче! и в сочетании волочения с прокаткой.

На защиту выносятся:

- результаты теоретическою н экспериментального исследования процессе гиба с дополни тельным нагружением в тангенциальном и осевом направлен)! целью формообразования профилей высоком жесткости ;

- новые способы формообразования и технологические процессы изготовл тонкостепных лнстопых профилей в холодном состоянии из труднодеформируе высокопрочных материалов с дополнительным нагружением;

- конструкция оригинальной волочилыю-нрокатпои установки, позволяй: изготавливать в холодном состоянии профили из плоской заготовки волочен прокаткой и при сочетании данных процессов с созданием тангенциального и осе сжатия в очаге деформации и одновременно калибровки профиля растяжением .

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЗНАЧИМОСТЬ. Разработаны новые способы формооб| вания в холодном состоянии тонкостенных профилей повышенной жесткосг листовых титановых сплавов марок ОТ4-1, ОТ4, высокопрочных нержавеющих лей, труднодеформнруемых алюминиевых и бериллневых сплавов изгибом с та* шальным сжатием в роликовых фильерах и штампах.

На основании результатов теоретических и экспериментальных исследив; создано оборудование для изготовления профилей с дополнительным сжатие тангенциальном и осевом направлении.

Разработанные технологические процессы и оборудование повышают коэ< циент использования материала до 0,96-0,97, точность размеров на 2-3 квалн снижают трудоемкость по сравнению с изготовлением профилей в штампах с и; вом заготовок в 10-12 раз и повышают в 5-6 производительность.

Предложены и исследованы технологические процессы изготовления комб рованных элементов жесткости. Разработаны руководящие технические матер| для внедрения результатов исследований в промышленности. Полученные прос] имеют повышенную на 25-30% жесткость по сравнению с изготовленными мето; обычной гибки и позволяют на 10-12% снизить массу панельных конструкций.

АПРОБАЦИЯ РАБОТЫ. Основное содержание работы опубликовано в 5 стих, 5 авторских свидетельствах и 5 директивных технологических материалах.

ОБЪЕМ РАБОТЫ. Диссертация состоит из введения, трех глав, списка лит туры и изложена на 214 страницах машинописного текста, включая рисунки и та цы

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во ВВЕДЕНИИ приводится общая характеристика снижения массы кинет нии летательною аппарат при сохранении ее жесткости и прочности и дана о( характеристика рабош.

В ПЕРВОЙ ГЛАВЕ приведены результаты анализа литературных данных. Показаны рациональные конструкции панелей летательных аппаратов. Анализ показывает, что панель, подкрепленная профилями, изготовленными гибкой листовых полуфабрикатов, обладает хорошей весовой отдачей» соизмеримой с фрезерованным» панелями и панелями с сотовым заполнителем, но значительно менее трудоемка в изготовлении. Сравнительные испытания на потерю устойчивости профилей прессованных и гнутых из листа по традиционной технологии свидетельствуют о том, что с уменьшением радиуса и увеличением толщины в зоне сгиба жесткость гнутого профиля значительно возрастает. Однако гофры и профили, получаемые гибкой и листовых полуфабрикатов, имеют ряд преимуществ перед прессованными', простота н малая трудоемкость изготовления, достаточная прочность, меньший допуск на толщину, возможность получения гофрированной панели большей ширины и др.

Жесткость листового профиля можно приблизить к жесткости прессованного, уменьшая радиусы сгиба, но при использовании традиционной технологии в зоне сгиба происходит утонение материала, возникает опасность разрыва волокон по наружному контуру вследствие больших деформаций тангенциального растяжения.

Таким образом, перед конструкторами и технологами стоит задача создания профилей из листа, несущая способность которых приближалась бы к прессованным.

Анализ литературных источников говорит о постоянной тенденции увеличения доли высокопрочных и малопластичных металлических материалов и композиционных материалов в конструкции летательного аппарата, что делает проблему производства гнутых профилей и гофров из листа еше более актуальной.

О работе проанализированы существующие способы уменьшения предельно допустимого радиуса сгиба и увеличения толщины в угловой зоне. Одним из наиболее рациональных способов является гибка с осевым нагруженном.

Исследованию процесса гибки посвящены многочисленные работы А.А.Ильюшнна, Е.П.Унксова, ЕН.Мошнина, И.П.Рейне А.Падай, Е.И.Попова, М.И.Лысова и др. Относительно большое число работ посвящено и исследованию процесса изгиба с тангенциальным нагружением. Значительный вклад сделали Е.Н.Мошнин, Г.В.Проскуряков, И.М.Колганов, В.И.Ершов и др. В работах этих авторов рассматривается только процесс гибки в штампах с дополнительным нагружением в тангенциальном направлении с использованием многочисленных допущений.

Влияние нагрузок, действующих в других направления, учет последовательности нагружения не исследованы. Отсутствуют технологические рекомендации по использованию процессов в производстве. Не исследованы процессы формообразования деталей из новых трудиодеформируемых материалов, а также процессы изготовления комбинированных элементов жесткости.

Проведенный анализ состояния вопроса позволяет сформулировать цель данной работы: снижение массы агрегатов планера за счет использования элементов высокой жесткости.

Для достижения поставленной цели нужно решить следующие задачи:

1. Исследовать области применения , технологические возможности и основные параметры процессов изгиба с дополнительным нагружением листовой заготовки.

2. Разработать технологические процессы производства гнутых листовых профилей и гофрированных панелей из высокопрочных и малопластичных материалов

3. Разработать технологические процессы изготовления комбинированных элементов жесткости.

4. На базе проведенных исследований разработать конструкцию течнологнче скон ochucikii и оборудования для производства профилен н панелей повышенно! жесткости.

Во ВТОРОЙ ГЛАВЕ приведены результаты теоретического и экспернменrain ного исследования процессов гибки листовых заготовок с дополнительным нагруже нием оча!а деформации (рис.1)

Анализ состояния вопроса, приведенный главе 1, показывает, что уменьшение миинмальи допустимого радиуса изгиба листовой заготовки целью повышения жесткости возможно пр дополнительном нагружении очага деформаши Принципиально возможно доподннтельнс иагружение в трех направлениях: осевом, таигеиш алыюм и радиальном. Одновременно уменьшением радиуса увеличение толщин стенки невозможно при радиальном нагруженн которое может вызвать только угопение Maiepiiai заготовки.

Расчет процессов обработки давление!

Рнс.1. Схема нагружения осуществляемых под действием несколью независимых внешних наг рузок представляет собой сложную задачу, наиболее ripnei лемым способом решения которой является использование методики, разработаши В И.Ершовым. В соответствии с этой методикой нужно расчленить сложный проце на ряд простых, проанализировать каждый из них, а затем исследовать сложш процесс с использованием принципа минимума полной энергии формообразования.

Процесс гибки с дополнительным нагружением представим в виде суммы пр иесса гибки под действием момента (чистого или создаваемого силой) и процесс формоизменения пол действием дополнительно приложенных нагрузок.

Процесс кругового изгиба исследован достаточно подробно и поэтому вс пользуемся известными результатами, позволяющими описать поля скоростей приращений деформаций в радиальном направлении:

v„=~(p+P:/P).

где V„ - скорость перемещения в радиальном направлении;

ш - скорость углового перемещения;

а - центральный угол заготовки;

р - координата;

р„ - радиус нейтральной поверхности скоростей деформации при изгибе.

Формоизменение под действием осевой нагрузки

(осевое растяжение или сжатие криволинейной полосы)

Применительно к осевому нагружешно при изгибе будем рассматривать рас жение или сжатие заюгопкн, топшина которой много меньше ширины и длины. Е

отсутствует трепне на контактных поверхностях, или на некотором удалении от них. то скорости перемещении не зависят ог координаты : (кроме скорости осевого перемещения К, которая связана с г линейной зависимостью).

Кинематически возможны два деформированных состояния:

а - скорость перемещения в тангенциальном направлении V равна нулю, то есть перемещение материальных частиц в тангенциальном направлении отсутствует:

б - скорость тангенциально!) деформации равна нулю (плоское деформированное состояние).

Поэтому рассмотрим оба кинематически возможных поля, определим мощности формоизменении в обоих случаях, и в результате их сравнения выявим действительное деформированное состояние.

Если отсутствует тангенциальное перемещение под действием силы Г перемещение материала возможно как в положительном, так и отрицательном радиальном направлении. Поэтому следует предположить, что существует некоторая поверхность раздела течения материала а положительном и отрицательном направлениях оси р. Радиус этой поверхности , численное значение этого радиуса должно обеспечивать минимум полной энергии формоизменения. При принятой схеме формоизменения условие сплошности запишем в следующем виде:

ЗУ, V. . Л —+ £ =0. (2) др р г

В соответствии с гипотезой плоских сеченнй при осевом растяжении (сжатии) криволинейной заготовки скорость деформации в осевом направлении не зависит от координаты р. Поэтому с учетом условия равенства нулю скорости радиального перемещения Ур на поверхности раздела течения (р-р^) скорость радиального перемещения и скорости деформаций запишем в следующем виде:

Е о'

V =-1.(111-р); (3)

2 р

С использованием неравенства Буняковского определим мощность внутренних

сил:

А„. = 2т.}} ГрйрЛрЬ « а| [(Б, - Б.)1 + (6, - 8,)1 + (Б, -

(5)

Мощность внешних сип задана скоростью осевого перемещения V,. Следовательно, вариационное уравнение в данном случае сводится к виду

= ,6)

Вариация мощности внутренних сил равна

^ К /

е' =о.

O i кула следует, что радиус поверхности раздела течения Pj =0. Мощность внутренних сил раина:

д... =t,a,R

г

(7)

Рассмотрим вторую кинематически возможную схему формоизменения, при которой реализуется плоское деформированное состояние. Из условия сплошности

следует, чю Б = -Б и V, = 4 р.

р г ' г

Интенсивность скоростей деформаций сдвига равна: Г =

Определим мощность внутренних сил:

Л«< =2т,[|{Грфа,р = 2ё2Т5К^«-^«Ь (8)

Отношение мощностей внутренних сил, соответствующих первой и второй

схемам формоизменения равно и, следовательно, первая схема формоизменения

более точно описывает процесс деформнрования криволинейной полосы при ее осевом нагружении.

Приравняв мощность внешних сил к мощности внутренних сил получаем формулу для определения напряжений, возникающих в заготовке при осевом нагруженин:

а, =т,7з =ст,

Таким образом, процесс формоизменения криволинейной полосы не отличается от формоизменения заготовок с иной формой поперечного сечения.

Формоизменение под действием тапгенцнальпой пагрузки

(тангенциальное сжатие криволинейной полосы)

Данный вид иагружения используется а качестве дополнительного при изгибе листовой заготовки; он может использоваться и самостоятельно, например, при сжатии полосы между наклонными бойками. Полоса предварительно изогнутая по неко-юрому радиусу, нагружается усилием Q, создаваемым при повороте опорных поверхностей. При такой схеме формоизменения возможно перемещения материальных частиц как к центру кривизны, так и в противоположном направлении. Поэтому существует поверхность, радиус которой равен рр, разделяющая области течения в положительном и отрицательном направлениях р. Из опыта известно, что деформация в радиальном направлении при тангенциальном сжатии не является равномерной: максимальное значение этой деформации имеет место примерно по биссектрисе центрального угла полосы.

Таким образом, имеем следующие граничные условия для выбора подходящей функции: V = 0 при <р = ±u; V, = шах при <р~ О; Vf = tí при р = рр. В качестве функции, «(вечаюшей приведенным граничным условиям и описывающей движение материала в очаге деформации, примем функцию вида:

Используя соотношения Кошн и условие симметрии очага деформации, определим скорость радиальной деформации, скорость тангенциального перемещения, интенсивность скоростей деформаций сдвига н мощность внутренних сил при условии £. = -£_

Л'-г;

I К-г-Д 8«

8а ;

+ 2 р' !п~ 2а-Р гД 8а

(Ю)

Мощность внешних сил, определенная перемещением продольных кромок в предположении равномерного распределения усредненных давлений инструмента на заготовку, равна:

А„

: 20

»"о 2

% к 1 К-,

(II)

Из условия минимума полной энергии формоизменения найдем рр

гД8а

Рг. Я

кг. Л8а

(12)

Определим величину средней тангенциальной нагрузки д из условия равенства мощностей внутренних и внешних сил:

Я = т,

п"Л пхл »" V я 'Л «О V.

(13)

Изгиб с тангенциальным сжатием

Дополнительные сжимающие напряжения, направленные в тангенциальном направлении, могут быть созданы н приложены к заготовке на различных этапах деформирования.

Наиболее важным с практической точки зрения является случай догибания предварительно изогнутой по большому радиусу заготовки моментом при одновременном нагружешш в тангенциальном направлении. Процесс изгиба со сжатием в тангенциальном направлении можно представить в виде совокупности двух параллельно происходящих явлений:

1 - изгиба заготовки на меньший радиус. При этом происходит увеличение I тральног о утла на величину <1а за счет попорота границы очага деформации со ск(

стью <:> = —- Приращение угла определяет изменение радиуса детали: чем бол; (11

изменение ума детали, тем больше уменьшение радиуса;

2 - изменение толщины материала в зоне изгиба, происходящее за счет тан ппазыюго перемещения и не приводящего к изменению радиуса кривизны.

Пренебрег эффектом Баушннгера. предположим, что мощность, затрачи мая на изгиб, и мощность, затрачиваемая на разгибание периферийных участ заготовки, примерно одинаковы.

Будем считать деформированное состояние нлос

(V =£ =у =у =0). ъ 2 ' <рг ' рг

Представим скорость радиального перемещения при изгибе с тангеициалы

сжатием в виде суммы скоростей двух перемещении:

V = V + V

Г Рш Р*

Здесь V - июювая скорость перемещения материальных частиц;

V, - скорость перемещения, происходящею при изгибе заготовки па мень

радиус; V - скорость перемещения, происходящего за счет изменения толщ

заготовки в очаге деформации при тангенциальном сжатии материальных частиц.

В зависимости от выбранной системы координатных функций мы иолучик шение, в большей или меньшей степени точно описывающее процесс действитель: формоизменения.

Выше было показано, что, если процесс изгиба листовой заготовки рассма вать, пренебрегая зоной немонотонной деформации, появляющейся из-за сметш нейтральной поверхности с одного материального волокна на другое, то скор перемещения в радиальном направлении описывается функцией вида:

V, - «.(р+рГ

2а Г Р

Скорость углового перемещения со при изгибе с нагружением заготовки в ним изгибающим моментом и тангенциально направленной нагрузкой представ собой сумму скорости перемещения под действием момента ш2 и скорости лерем ння иод действием тангенциальной нагрузки (0,,т. е.

ш = со, +юг.

Учитывая, что радиальное перемещение иод действием тангенциально на1 ленной нагрузки непостоянно но координате <р, в качестве функции, опнсывак скорость перемещения, примем полученную ранее функцию (9)

Получаем формулу, описывающую формоизменение под действием двух в них нафузок-нзтбаюше!о момента М и ташенциалыюй натрузкн ():

V =_а)'+0)-

2а

Р^ Р )

л<р Р-

+ асо$— р— 2а1 р

Отметим, что при деформировании заготовки только нагрузкой Ч скорость

з0.

Используем соотношение Коши. условия сплошности н симметричности очага деформации для определения скоростей деформаций, интенсивности скоростей деформаций, мощности внутренних сил:

—2-а a А - а—--В + —-- С

2 1 а 1а

(17)

где

2 ( R!t;A 8а') гД 8«-' (р; ~p;)i"-

8 / ? : \ [, РрР.)

л 2 1 R'r» J

(IS)

2 [ R3r'J г0

Определим связь переменных <яг н а, со скоростью перемещения инструмента . Итоговое перемещение инструмента АЛ за малый промежуток времени складывается из двух составляющих:

Ah = All., + Ah„ (19)

Здесь Ah„ - перемещение инструмента при изгибе в первой фазе процесса; Ah„ - то же при тангенциальном перемещении во второй стадии. Из геометрических соотношений с учетом постоянства плошали сечения заготовки получаем:

а = Б - bra..

• dS Здесь S = —; Б =

dt 2a(R+r„) 4а

Alm , it ,, . ; Ь = —(tga-a)

Мощность равна:

A^-qtR'-r.1)-—-6 л

Вариационное уравнение имеет вид:

^ = 0 Зо),

Тогда

v =_2а

. I ] ЬВ С £ Ab + — + —-а а

(20)

(21)

(22)

(23)

т

Величина параметра V определяет какой из процессов (изгиб пли осадка в "Л генииальиом направлении) превалирует при заданном относительном радиусе и ш тральном угле заготовки.

Приравняв мощность внешних сил к мощности внутренних сил. получаем п ражение для определения среднего давления ч при нагруженни заготовки толь тангенциальной нагрузкой:

,2

А(1 - ЬУ)' - В(1 - ЬУ) - + -- с

а а

2а |

-1

О

п \г» ,

В процессе изгиба с тангенциальным сжатием происходит изменение толши! заготовки. Для оценки этого изменения проинтегрируем скорость радиальной дефс маинн в пределах от г„ до /?:

2« I р'

Конечное изменение толщины заготовки

с1Б = |

+ асо8

Лф

'2а

1 +

Лр

С

ДЭ

(11ш

= [ 2а(Я+г„)

сор-

тир 2а

1 +

к 8а

2а

8а

+ 2а

V

Следовательно, при изгибе под действием тангенциальной нагрузки утонен материала отсутствует.

Индексы н „„„ относятся к начальным н конечным размерам заготовки.

Определим величину минимального радиуса изгиба под действием тангеш альной нагрузки из условия отсутствия разрушения материала заготовки в зоне 61 сектрисы угла со стороны выпуклой поверхности.

При гибке с тангенциальным сжатием схема напряженного состояния не от; чается от схемы при обычном изгибе при <р = 0. Поэтому в зоне биссектрисы у) коэффициент жесткости П схемы одинаков для обоих способов гибки и равен 1,732.

Приравняв интенсивность деформаций в опасной зоне к критической с учет смешения нейтральной поверхности деформаций получаем:

I

(27)

12а* Б

Перепишем формулу для определения мощности внутренних сил с учетом ур; нения связи параметров £ и (о,:

А... =т.

R'-r„J

со,

-- + V

ё! (1 - bv); а - 0 - Ьу)ё|-—I- + -]в + ё: Vae (1)

(23)

Так как внешние нагрузки М и ч действуют на независимых друг от друга перемещениях, то их мощности зависят от величин и, н ё. Найдем вариацию мощности внутренних сил по параметру V. В итоге получаем формулу для определения V ■

АЬ +

V = -

-I

2a I

1-Ь -

-С

а'-Е

,В С

Ab + b-+ —

(29)

а а

С увеличением <0, значение V линейно уменьшается. Из (29) следует, что наиболее сильно зависимость параметра V от относительной скорости V проявляется при малых углах заготовки.

При изгибе под действием одной тангенциально направленной нагрузки мощность этой нагрузки тратится на оба вида изменения формы, чему соответствует вполне определенное соотношение между процессами изгиба и осадки н определенная величина параметра V.

Нзгвб с осевым пагружением

Процесс изгиба с осевым пагружением представляет собой сочетание двух одновременно протекающих действий: изменение кривизны заготовки и перемещения материальных частиц в осевой направлении. Осевое нагружение заготовки приводит к тому, что положение действительной нейтральной поверхности скоростей деформаций отличается от положения при обычном изгибе.

Определим координатные функции.

Скорость осевой деформации равна: , дУ,

■ = const

г &

Изменение кривизны заготовки описывается функцией вида

V

0) 2а

Р +

р:

(30)

(31)

В последней формуле положение нейтральной поверхности определяется радиусом р„, а не г, = , как при обычном изгибе.

Итоговые значения скоростей деформации при изгибе с осевым пагружением определяются в следующем виде:

ё =--2-Р 2а

Pi

-; е =

<р 2а

') 2 z

const

(32)

ш

Определим квалраг ишемсивности скоростей деформации сдвига и, используя неравенство Буняковскою. -мощность внутренних сил:

А... =1д.

2 I

-2р; «п-

г.

Мощность внешних сия равна:

А„

! Мси + Рв.Ь

(33)

(34

Значение радиуса р„ определим из условия минимума мощности внутренни

ст.

2)л -

(35

-I

Положение действительной нейтральной поверхности, на которой скорость таг генииалыюй деформации, возникающей при изгибе и осевом нагружении, равна нулю

Р* :

21и

I-

0)

<3<

В зависимости от знака скорости осевой деформации действительная нейтрал! ная поверхность смещается или от центра кривизны (Б„>0), или к центру кривизн! (8,<0). Смешение нейтральной поверхности в сторону от центра кривизны приводит уменьшению деформации удлинения в тангенциальном направлении наиболее нагр; жениых материальных волокон. Последнее позволяет уменьшить предельный ради) изгиба. Однако, при осевом нагружении изменяется не только положение нейтрально поверхности, но и величина коэффициента жесткости схемы, в результате чего изм' няю1ся пластические свойства материала заготовки и величина предельно допустим« го радиуса изгиба. Влияние осевою сжатия противоположно влиянию осевого раст; жения. Поэтому можно ожидать наличие экстремума зависимости минимально допу| тнмого радиуса изгиба от величины осевой нагрузки, так как, с одной стороны, изьи няется величина растяжения в тангенциальном направлении частиц, располагающихс на выпуклой поверхности, а с другой стороны, изменяются пластические характер! сзнки материала заготовки. Значение минимально допустимого радиуса с учето коэффициента смешения нейтральной поверхности КсМ определяется но формуле

3.4А

2-К I п'

2 I

к.,'?) |

2-К I "

1..16

21 1-К 11Г

ил

1-К. I »"

где

П = л/з

I- + У

и

+ 2У-'

Определим составляющие внешних нагрузок. Для этого приравняем мощности внутренних сил и внешних нагрузок, а затем продифференцируем полученное неравенство последовательно по 6, II (9.

М = т.а г.

^'•"^Ьг'кг

I г,' Аг» г»" г°

2Л_

(37)

(38)

Определим, каким образом влияет осевое нагружение на изменение толщины материала в зоне изгиба. Скорость изменения толщины заготовки в текущий момент деформирования определим, проинтегрировав скорость радиальной деформации в пределах от радиуса внутренней (вогнутой) до радиуса выпуклой поверхности:

со 2а

Б,]

I——

1 Кл; 2

(Я-г.).

I.

Изменение толщины равно:

1И«

= =

(39 >

(40)

Расчет параметров процесса язгябя с тангенциальным сжатием я оссвым пягррхепяем

Представим данный процесс комбинированного нагружения в виде совокупности двух процессов: условно элементарного процесса изгиба с тангенциальным сжатием и элементарного процесса деформирования в осевом направлении. Задачу сформулируем следующим образом; требуется определить каким образом влияет осевое нагружение на соотношение между процессами увеличения кривизны заготовки под действием тангенциально направленной нагрузки и изменением толщины стенки.

Запишем выражение для скорости перемещения материальных частиц в радиальном направлении в виде суммы трех слагаемых:

'.-гНЬ-гИН'-

С использованием условия сплошности материала, соотношений Коши нолучнм выражение для определения скорости перемещения в окружном направлении и скорости деформации сдвига и мощности внутренних сил:

Мощности внешних сил равна сумме мощностей отдельных вндоо нагрузок:

А^=ч(^-Г„:)Б—+ (43)

л I

Величина и = ~ должна сообщать минимум полной мощности. В данном слу-Е

чае это эквивалентно условию равенству нулю вариации мощности внутренних сил по и. Поэтому получаем следующее уравнение для определения параметра и:

2оё(-1-АЬ')+2^£В°К 7,-1. (44)

\а ) а VI - Ь и

Следовательно, значение параметра и сохраняет постоянное значение независимо от величины деформации в осевом направлении.

По известной величине параметра о можно определить величины внешних нагрузок:

я

г, *

8 АР _ Рёг т. А...

М

(45)

(46)

(47)

Определим положение действительной нейтральной поверхности при изгибе с дополнительным иагружением в осевом и тангенциальном направлениях. Для этого приравняем к нулю скорость тангенциальной деформации

+ 2Лсо5 —-р'

2а (48)

1 - 2Л соз — - V

2а

Для уменьшения предельного радиуса изгиба требуется растягивать заготовку в осевом направлении. Осевое растяжение не ограничивает длину деталей, как осевое сжатие из-за возможной потери устойчивости. Поэтому с практической точки зрения наиболее важным является изгиб с осевым растяжением и сжатием в тангенциальном направлении.

Для проверки полученных расчетных зависимостей и определения возможностей исследуемых процессов были проведены многочисленные эксперименты по гнбке с дополнительным иагружением заготовок из сплавов алюминия, титана, сталей. Отклонение расчетных значений от экспериментальных обычно не превышало 1015%, что удовлетворяет требования производства и свидетельствует об адэкватностн математических моделей. Проведенные эксперименты но гнбке в условиях сложного

нагруження (растяжение- изгиб; сжатие в тангенциальном направлении- растяжение в осевом направлении и др.) позволили выявить оптимальные условия деформирования и показали высокую эффективность процессов.

В ГЛАВЕ Ш приведены результаты работ по опытно - промышленному внедрению процессов изготовления профилей высокой жесткости гибкой листовых полуфабрикатов.

Были проведены эксперименты на листовых заготовках двух групп перспективных алюминиевых сплавов: алюмнниево-берндлневых АБМ1. АБМ4. АБМЗ системы AI - Mg - Be и апюминиево-литневых 1420 (системы А1 - Си - Li), 1450 н 1451 (системы Л1 - Си - Li), 1430 (системы Л1 - Си - Mg - Li).

Поскольку материалы обеих групп труднодеформнруемые, гнутые профили возможно изготавливать только в условиях дополнительного нагруження в тангенциальном и осевом направлениях.

Для предварительной оценки преимуществ панелей с профилями высокой жесткости были изготовлены и испытаны экспериментальные панели из указанных материалов. Профили имели г = 0,8... 1,4; = 1,6...2,0; утолщения по зонам сгиба 1.08 - 1.1. по полкам 1,02 - [,03(r = ф, ,R = R/s, ,П = s/s0).

При испытании на устойчивость панелей получены следующие минимальные и максимальные значения критических напряжений: из сплава 1430TI для клепаных панелей - 192 и 208 МПа, для сварных-203 и 212 МПа, для клеесварных - 223 и 236 МПа; из сплава 1451Т1 для клепаных панелей - 244 и 247 МПа, для сварных - 250 и 261 МПа, для клеесварных -300 и 334 МПа; из сплава 6013Т1 для клепаных панелей -258 и 261 МПа, для сварных - 238 н 262 МПа. для клеесварных - 269 и 279 МПа; из сплава I420TI для клепаных панелей - 175 в 184 МПа. Разброс полученных результатов в среднем не превышает 5 - 8%.

Снижение массы панели из новых сплавов по сравнению с панелями из В95 с габаритными размерами 12000*1260 мм составляет 10-12 кг.

Повышение прочностных характеристик клеесварных панелей из алюмнннево-литиевых сплавов в среднем на 25% позволяет уменьшить расчетные сечения обшивки и стрингеров, что дополнительно снижает массу аэрокосмнческнх аппаратов.

Несмотря на очевидные преимущества сплава АБМ1 перед другими алюминиевыми сплавами (плотность р= 2,3 кг/м5, модуль упругости Е = 13500 Н/м' ), его применение сдерживается низкой деформируемостью в холодном состоянии. В результате проведенных работ была разработана технология изготовления корытообразных профилей из АБМ1 с радиусом гибки rk = (0,6...l) и утолщением сгиба на 20-50 %. На этой основе была спроектирована и изготовлена опытно-промышленная прокатно-волочильная установка, в которой установлены в технологической последовательности две нагревательные электропечи (скоростного и стабилизирующего нагрева).

Гибка на всех переходах осуществлялась с тангенциальным сжатием торцов заготовки и осевым растяжением, что обеспечивало симметрию формообразования и устраняло опасность разрушения заготовки по растянутым волокнам наружного контура мест сгиба. Сочетание прокатки и волочения интенсифицировало процесс формообразования и позволило получить необходимую точность и качество профилей.

Эффективность процесса формообразования и качество профилей зависели так-

же от соотношения линейных скоростей прокатки V, н волочения V.. Экспериы талыю установлено оптимальное соотношение скоростей: \,1/У< = 1,03... 1,05.

Для проверки стабильности и устойчивости разработанного технологнческ процесса и проведения прочностных испытаний профилен была изготовлена опыт партия в количестве 50 профилей корытообразного сечения из листа толщиной 1,2 длиной 1800 мм.

Металлографические исследования показали отсутствие дефектов. Внутреш относительный радиус зон сгиба составил гк =0,6...0,8, утолщение материала зонам сгиба достигало 30-40%. Точность геометрических размеров поперечного чення профиля находилась в поле допуска Ю - 11-го квалитетов. В результате испь ний на растяжение установлено, что механические свойства материала профш выше, чем исходного листа и составляют: о, = 470...500 МПа, а0, = 370...390 М1 5= 10...12%. Экспериментальные значения критических напряжений для профш составили 350-400 МПа, панелей - 250-300 МПа, что на 12-15 % выше, чем для па лей и профилей, изготовленных из сплава Д16чТВ. Учитывая, что сплав АБМ1 им меньшую плотпость, чем сплав Д16, можно ожидать снижения массы элсмен авиационных конструкций на 25-28 % при использовании сплава АБМ1.

Результаты механических испытаний на растяжение панелей с профилями 2. П-образиой формы сечения из сплавов системы А1-1Л 1451 и 1430 приведены в таб не

Сплав Площадь сечения обшая/стрингера, мм1 Вид панели а,,, Мпа Форма сечення

143011 623/339 Клепаная 189 г-об разная Ъ - образная

1451Т 619/334 245

142 ОТ 576/306 Клепаная, Профиль Прессованный 177

1430Т 625/337 Сварная 212

1451Т 620/338 255

1430Т 620/335 Клеесварная 227

Н51Т 620/335 317

1430Т 629/682 Клепаная 192 П- образная

1451Т 615/664 246

1430Т 619/673 Сварная 203

1451Т 615/674 255

1430Т 625/674 (Слеесварпая 236

1451Т 626/678 320

После опытной проверки были изготовлены экспериментальные образцы и нг турные фрагменты конструкции изделия «11ф35» из сплава 1201 и проведены совме стно с ЦАГИ испытания на сжатие и сдвиг. Положительные результаты испытаний позволили использовать такие панели в конструкции элевонов и балансировочного шнтка изделия «Буран».

Перспективными материалами, обладающими высокими упругими и прочно, нымп свойствами, являются композиционные материалы на базе углеродных, бори

и других волокон, пропитанных связующими определенных видов. Наилучшим путем использования композиционных материалов в конструкции летательного аппарата является ие простая замена некоторых узлов и деталей металлической конструкции на узлы и детали, изготовленные из соответствующего пластика, а создание новых конструкций, сочетающих в себе достоинства металлических и неметаллических материалов, и дающих, кроме того, дополнительный выигрыш в весе, прочности н т.н. за счет корреляционных эффектов.

Элементом, лимитирующим несущую способность, является в большинстве случаев клеевой слой, используемый для крепления композиционного элемента к металлу. Для обеспечения высокой несущей способности необходимо изготовить металлические элементы с минимальными радиусами изгиба в местах сопряжения полок и стенок и обеспечить отрицательное пружпненне для обеспечения плотного контакта с заполнителем и устранения растягивающих напряжений в клеевом слое. Уменьшение радиусов сопряжения позволяет увеличить жесткость при продольном сжатии на 10... 15%, уменьшить габаритные размеры профиля благодаря уменьшению расстояния от угловой зоны до оси заклепки крепления профиля к обшивке или оси сварного шва иди точки.

В наилучшей степени этн требования мосут быть удовлетворены при использовании дополнительного нагружен«* в тангенциальном направлении.

С целью исследования поведения комбинированных панелей, армированных композиционным материалом, при местной потерн устойчивости и разрушении при сжатии, были проведены испытания на сжатие панелей с элементами жесткости, армированными углепластиком и боропластнком.

Рис.2.. Результаты механических испытаний панелей

Сравнительные испытания (рис.2) показали, что армируемые панели имеют значения разрушающих напряжений в два с лишним раза выше, чем пеармироваиные, а модуль упругости выше на 20'«. Погеря устойчивости обшивки не вызывает потерн несушей способности панели, т. к. в этом случае нагрузка воспринимается армирующим материалом. Потеря несушей способности панели наступает после разрушения армирующего материала. Установлено, что подкрепление панелей боропластнком дает повышение значений разрушающих нагрузок в три раза и повышение модуля упругости на 47% по сравнению с иеармнрованной панелью. Потеря несущей способности панели наступает от разрушения бороппастика.

ВЫВОДЫ

I. Анализ процесса развития авиакосмической техники говорит о том. чго наиболее перспективными конструкциями планера являются панели, подкрепленные профилями и гофрированными элементами, полученными гибкой листовых полуфабрикатов. Для обеспечения максимальной весовой отдачи элементы жесткости должны иметь минимально возможный радиус сгиба и увеличенную толщину в угловых зонах.

При использовании высокопрочных н малопластичимх материалов граднционны методы гибки не обеспечивают требуемых размеров поперечного сечения элемента жесткости, что требует применения новых процессов формоизменения. Рациональны) является изменение схемы напряженно-деформированного состояния с целыо умень шения максимальной деформации в опасной зоне и изменения коэффициента жесткс стн. Для этого в процессе гибки к заготовке должны быть приложены дополнительны нагрузки в тангенциальном н осевом направлениях.

2. Расчет параметров процессов изгиба с дополнительным нагружение! возможет при использовании методики, предполагающей расчленение сложног процесса на ряд простых с определением соотношения между ними из условия мнни .чума полной энергии формоизменения. Установлено, что процесс изготовления эле ментов жесткости с малыми радиусами и увеличенной толщиной в зоне сгиба може быть представлен в виде совокупности процессов гибки, сжатия в тангенциалык» направлении и растяжения (сжатия) в осевом.

3. Основными параметрами процессов являются:

- при изгибе с тангенциальным сжатием - соотношение между процесса

ми изгиба и осадки стенки;

- при изгибе с осевым нагружением - относительная скорость осевог

растяжения.

4. Установлено, что основное влияние на возможности процесса изгиб оказывают два основных фактора: положение нейтральной поверхности и пластиче скне свойства материала. Оба эти фактора зависят от величины внешних нагрузо» Поэтому, изменяя величины нагрузок, можно получить детали с заданными размера мн и точностью.

5. Разработанные технологические процессы и технологическая оснастк; обеспечивают изготовление элементов жесткости с малыми радиусами и увеличение! •толщиной, что повышает весовую отдачу конструкции.

6. Исследованные способы формоизменения дают возможность приме нить высокопрочные и малопластичные бернллиевые сплавы, титановые сплавы i алюмшшево-лнтневые сплавы, что снижает массу конструкции иа 15-25%.

7. Использование изгиба с дополнительным нагружением решает пробле му изготовления металлических частей комбинированных элементов жесткости имеющих высокую весовую отдачу.

Основные положения диссертационной работы отражены в следуют»:

публикациях:

1. Башилов A.C. Конструктивно-технологическое совершенствование летатель пых аппаратов за счет применения алюмиинево-лнтиевых сплавов. В сб. «Технологи ческис проблемы производства летательных аппаратов и двигателей», КАТУ, 1993.

2. Саши лов A.C. Отработка технологии изготовления профилей и панелей и листовых заготовок алюмшшево-лнтневых сплавов. В сб. «Технологические проблем! эагоговитслыю-штамповочиого ироизиодства». Самара, изд. СГАУ, 1994

3. Башилов A.C. Конструктивно-технологическое совершенствование летатель ных аппаратов при использовании перспектнаных материалов. «Авиационная про мышленность», №8, 1994

4 Башилов A.C., Колганов И М., Богданов Б.В., Федорченко М П,, Изготовле ние и испытание экспериментальных панелей из ашомииисво-литневых сплавов

«Авиационная промышленность». №9. 1994

5. Башилов A.C. Развитие производственной базы НПО «Молния» В сб. «Гр НПО «Молния», вып. №7, 1986

6. Башилов A.C. Директивные технологические материалы на изготовление . монтаж и испытание модуля бакового агрегата Ф-l изделия БТС. НПО «Молния». ННАТ. №1-18-85.№1-19-85

7. Башилов A.C. Директивные технологические материалы на изготовление . монтаж и испытание модуля бакового агрегата 814 изделия БТС. НПО «Молния». НИЛТ. 1985

8. Башилов A.C., Якушкин И.А., Ковязнна С И. Директивные технологические материалы изготовления вертикального оперения изделия БТС по разделу «Кузнечно-штамповочное производство». НПО «Молния». НИЛТ. №5.524 8603 ,1985

9. Башилов A.C., Якушкин H.A., Ковязнна СИ. Директивные технологические материалы изготовления ЭВТИ изделия БТС. НПО «Молния». НИЛТ. №33-6-85. 1985

10. Башилов A.C., Проскуряков Г.В., Богданов Б.В. Способ формообразования профилей из сплава ЛБМ,. Авт.св. №245344, 1986

11. Башилов A.C., Проскуряков Г.В., Богданов Б.В.. Москвин A.C. Способ изготовления корытообразных профилей. Авт. Св. №270883. 1988

12. Башилов A.C., Колганов И М., Богданов Б.В., Проскуряков Г.В.. Собисеинч JI.E. Способ изготовления листовых профилей из алюмнннево-бернллневых сплавов и стан для его осуществления. Авт.св. № 297579, 1989

13. Башилов A.C., Колганов И М., Богданов Б.В..Филимонов В.И.. Вшнвкин Л.К., Способ изготовления корытообразных профилей и устройство для его осуществления. Авт. св. Ks 1775762, 1992

14. Башилов A.C., Колганов И.М., Богданов Б.В., Москвин A.C., Ометскнй И.Н. Способ изготовления гнутых профилей из трудно деформируемых алюминиевых сплавов. Патент РФ №2019335, 1994

15. Башилов A.C., Якушкин H.A., Ковязнна С.И., Богданов Б.В. Директивные технологические материалы изготовления механообрабатываемых деталей деталей из новых материалов. НПО «Молния», НИАТ, № 33-5-85, 1985

Подписано 1 печать 01.03.2000 г. Обьем I пл. Зак. Тираж 1001*1 Ротапринт «МЛ7 И»-РГТУ, г Москва, Берниковская наб ,14