Preview

Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей»

Расширенный поиск

Оптимизация силовой конструкции рулевого шпангоута. Аддитивная технология

https://doi.org/10.38013/2542-0542-2022-1-51-57

Полный текст:

Аннотация

Предлагается оптимизация силовой конструкции рулевого шпангоута под аддитивную технологию в условиях сохранения эксплуатационно-прочностных характеристик отсека корпуса, масса которого снижена на 20 %. Рассматриваются вопросы моделирования внешнего нагружения и кинематических граничных условий при по агрегатном расчете составных корпусов. Оптимизация базируется на методе последовательных приближений (итераций) и программном обеспечении на основе метода конечных элементов, приводится сравнение с экспериментом.

Для цитирования:


Болдырев Г.И., Кренев А.С. Оптимизация силовой конструкции рулевого шпангоута. Аддитивная технология. Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей». 2022;(1):51-57. https://doi.org/10.38013/2542-0542-2022-1-51-57

For citation:


Boldyrev G.I., Krenev A.S. Optimisation of the load-bearing structure of the control surface frame. Additive technology. Journal of «Almaz – Antey» Air and Space Defence Corporation. 2022;(1):51-57. https://doi.org/10.38013/2542-0542-2022-1-51-57

Аддитивная технология (послойное наращивание и синтез объекта с помощью компьютерных 3D-технологий) – сейчас одна из самых передовых и востребованных в мире. Для того чтобы получить преференции (преимущества), которые дает эта (аддитивная) технология, бывает необходимо дорабатывать конструкции, уже разработанные под другие методы производства. Поэтому цель работы заключалась в доработке конструкции рулевого шпангоута под аддитивную технологию. Доработка состояла в оптимизации силовой конструкции рулевого шпангоута заданной конструктивно силовой схемы, то есть минимизации массы рулевого шпангоута при удовлетворении требованиям прочности и жесткости. При этом конструкция стаканов под механизмы управления рулями и стыков рулевого шпангоута со смежными отсеками корпуса должна была оставаться неизменной и обеспечивать сборку всего изделия.

Метод конечных элементов (МКЭ) [1], как правило, применяемый в расчетах на прочность агрегатов (отсеков) при проектировании корпусов летательных аппаратов (ЛА), особенно в ракетостроении, выявляет проблему моделирования граничных условий. Эпюры изгибающих моментов и перерезывающих сил, рассчитанные по балочной теории для всего корпуса ЛА на ранних этапах проектирования [2], мало пригодны для поверочных расчетов отдельных отсеков, поэтому приходится вводить дополнительные кинематические гипотезы и предположения, что не всегда оправданно. Существует также проблема моделирования кинематических возможных перемещений на границах отсеков. Создание конечно-элементной модели силовой конструкции всего корпуса ЛА позволяет решить эти проблемы и сейчас в принципе возможно, но крайне громоздко, трудоемко, а главное, труднообозримо. Использование прогибов, рассчитанных по балочной теории, в качестве кинематических возможных перемещений на границах отсеков ЛА, к сожалению, ограничивается возможностями существующих вычислительных программ.

Для решения поставленной задачи помимо пакета SolidWorks, применяемого в МКБ «Факел» для электронного 3D-моделирования, для расчетов напряженно-деформированного состояния (НДС) рулевого шпангоута методом конечных элементов была использована программа Solid Thinking Inspire (Вдохновение). При расчетах НДС использовались схемы раскрепления корпуса изделия, разработанные в МКБ «Факел» для проведения статических испытаний рулевого шпангоута. В лабораторию статических испытаний в установленной комплектации подаются агрегаты изделия, изготовленные по действующей технической документации и принятые отделом технического контроля и военной приемкой. В процессе испытаний проводится осмотр конструкции и измерение перемещений. После 30 % обтяжки ведется нагружение до 100 % значений эксплуатационных нагрузок.

Рулевой шпангоут является несущим корпусом отсека. Внешний вид отсека приведен на рисунке 1. Рулевой шпангоут состоит из конусной передней части – обечайки сложной формы и заднего шпангоута. В обечайке можно выделить относительно тонкую часть шириной 25 мм и минимальной толщиной 1 мм. Остальная часть обечайки толстостенная, с толщинами более 5 мм и вырезами под антенны. В передней части стыковой шпангоут по левой упорной резьбе через гайку соединяется с левым смежным отсеком корпуса. В задней части рулевого шпангоута расположены четыре отверстия под стаканы, в которые устанавливаются механизмы управления рулями. На заднем торце отсека находятся карманы фланцевого соединения с отверстиями под шпильки, которые расположены на окружности диаметром 202 мм для стыка с правым смежным отсеком. Рулевой шпангоут изготавливается по аддитивной технологии из алюминиевого порошка. Материал после спекания имеет модуль упругости 78 ГПа, коэффициент Пуассона 0,34, предел текучести 240 МПа, предел прочности 290 МПа.

Рис. 1. Конструкция рулевого шпангоута

На рисунках 2 и 3 приведены граничные условия раскрепления передней части корпуса изделия, которая моделировалась при расчетах НДС в случае нагружения рулевого шпангоута кручением и изгибом соответственно. Здесь под изгибом понимается комбинированный случай, то есть суперпозиция случаев продольного сжатия силами N1 и N2 и поперечного изгиба силой P1.

Рис. 2. Кручение. Граничные условия

Рис. 3. Изгиб. Граничные условия

Руль работает как консольная двухопорная балка, заделанная в стакане на подшипниках. Реакции опор R1Э и R2Э имитаторов рулей от сосредоточенных сил P1, P2, P3, P4 в случае кручения (см. рис. 2), приложенные в центрах давления рулей, определяются из условий равновесия (см. рис. 4).

Рис. 4. Схема расчета реакций опор руля

Далее реакции R1Э и R2Э в виде нормального давления pЭ распределяются соответственно по внутренним и внешним контактным поверхностям отверстий корпуса рулевого шпангоута.

Здесь r – радиус и h – ширина контактной поверхности (отверстие в корпусе отсека). В случае изгиба сосредоточенная сила N2 (см. рис. 3) раскладывается в равных долях по имитаторам рулей 1 и 3 (см. рис. 2). Реакции опор R1Э и R2Э и распределение давления pЭ для этих рулей определяются по тем же соотношениям, что и для кручения. На рисунках 5 и 6 показаны для иллюстрации распределения нормального давления pЭ по внутренней (R1Э) и внешней (R2Э) контактным поверхностям соответственно в случае кручения.

Рис. 5. Кручение. Распределение давления на внешних опорах

Рис. 6. Кручение. Распределение давления на внутренних опорах

Оптимизация заключалась в определении потребных сечений в элементах заданной конструктивно силовой схемы рулевого шпангоута. Распределение материала в силовых конструкциях находится в сложной зависимости от действующих и допускаемых напряжений. Поэтому задача минимизации массы в пределах заданной конструктивно силовой схемы отсека рулевого шпангоута решалась методом последовательных приближений (итераций) [3][4]. За допускаемые напряжения в расчетах принимался условный предел текучести материала (растяжение, сжатие), а в качестве критерия оптимизации использовались расчетные коэффициенты безопасности.

При этом при оптимизации под расчетным коэффициентом безопасности принималось отношение условного предела текучести материала к действующему эксплуатационному эквивалентному напряжению формоизменения (фон Мизеса). На рисунках 7 и 8 приведены варианты силовой конструкции рулевого шпангоута до и после оптимизации. Анализ коэффициентов безопасности на итерациях позволил снизить толщину обечайки в зонах Б (см. рис. 8) перед отверстиями корпуса под стаканы механизмов управления рулями с 5 до 2,5 мм, а также значительно увеличить ниши А (см. рис. 7) непосредственно в 20-мм стенке рулевого шпангоута.

Рис. 7. Конструкция рулевого шпангоута

Рис. 8. Конструкция рулевого шпангоута (разрез)

Случай кручения соответствует полету изделия в условиях неустойчивого равновесия по крену, и изделие нагружается небольшими значениями крутящего момента. Случай не является расчетным, не влияет на выводы настоящей работы и приводится для сравнения. Распределение значений расчетных коэффициентов безопасности силовой конструкции для случаев кручения и изгиба представлены на рисунках 9 и 10 соответственно. В случае кручения минимальный расчетный коэффициент безопасности равен f = 1,1, а в случае изгиба равен f = 1,0.

Рис. 9. Кручение. Расчетные коэффициенты безопасности

Рис. 10. Изгиб. Расчетные коэффициенты безопасности

Оптимизированная конструкция рулевого шпангоута успешно прошла статические испытания. Датчики линейных перемещений были установлены на стыках отсеков (см. рис. 3). При испытаниях в случае изгиба на дистанции, равной X = 1500 мм от носка изделия, в сечении заделки конечно-элементной модели изделие при 100 % эксплуатационных нагрузках испытывает смещение V0 = 0,60 мм и поворот против часовой стрелки на угол, равный α = 0,0192 рад.

Таким образом, максимальный расчетный прогиб (вертикальное перемещение в плоскости изгиба) конечно-элементной модели с учетом смещения и поворота как твердого тела равен

V = V0 + α·X + VУ = 39,64 [мм].

Здесь VУ =10,33 мм – упругое перемещение конечно-элементной модели (см. рис. 11). Максимальный прогиб изделия при испытаниях равен Y = 40,4 мм, то есть относительная погрешность расчета перемещений по конечно-элементной модели в этом случае составляет менее 2 %.

Рис. 11. Перемещения изделия при изгибе

Сравнительный анализ вариантов исполнения конструкции отсека рулевого шпангоута, приведенных в таблице и выполненных различными методами, показывает преимущества, которые дает аддитивная технология только в сочетании с оптимизацией силовой конструкции.

Таблица. Варианты исполнения конструкции отсека рулевого шпангоута

В целом по работе можно сделать следующие выводы:

  • доработана силовая конструкция рулевого шпангоута под аддитивную технологию, масса отсека снижена на 20 %;
  • оптимизированная конструкция рулевого шпангоута успешно прошла статические испытания и удовлетворяет требованиям прочности и жесткости;
  • показана возможность проведения по агрегатной оптимизации силовой конструкции в условиях сохранения эксплуатационно-прочностных характеристик;
  • обозначены проблемы при расчетах методом конечных элементов агрегатов (отсеков) по моделированию граничных условий (кинематических возможных перемещений).

Список литературы

1. Образцов И. Ф., Савельев Л. М., Хазанов Х. С. Метод конечных элементов в задачах строительной механики летательных аппаратов. М.: Высшая школа, 1985.

2. Фигуровский В. И. Расчет на прочность беспилотных летательных аппаратов. М.: Машиностроение, 1973.

3. Комаров А. А. Основы проектирования силовых конструкций. Куйбышев: Куйбышевское книжное издательство, 1965.

4. Комаров В. А. О рациональных силовых конструкциях крыльев малого удлинения // Труды КуАИ. Вып. ХХХII. 1968. С. 6–26.


Об авторах

Г. И. Болдырев
Акционерное общество «Машиностроительное конструкционное бюро «Факел» имени академика П.Д. Грушина»
Россия

Болдырев Геннадий Ильич – кандидат технических наук, главный специалист конструкторского отдела. Область научных интересов: метод конечных элементов, расчеты на прочность, оптимальное проектирование силовых конструкций.

Химки



А. С. Кренев
Акционерное общество «Машиностроительное конструкционное бюро «Факел» имени академика П.Д. Грушина»
Россия

Кренев Антон Сергеевич – инженер-конструктор 2-й категории конструкторского отдела. Область научных интересов: 3D-моделирование, проектирование оптимальных конструкций, аддитивные технологии.

Химки



Рецензия

Для цитирования:


Болдырев Г.И., Кренев А.С. Оптимизация силовой конструкции рулевого шпангоута. Аддитивная технология. Вестник Концерна ВКО «Алмаз – Антей». 2022;(1):51-57. https://doi.org/10.38013/2542-0542-2022-1-51-57

For citation:


Boldyrev G.I., Krenev A.S. Optimisation of the load-bearing structure of the control surface frame. Additive technology. Journal of «Almaz – Antey» Air and Space Defence Corporation. 2022;(1):51-57. https://doi.org/10.38013/2542-0542-2022-1-51-57

Просмотров: 445


Creative Commons License
Контент доступен под лицензией Creative Commons Attribution 4.0 License.


ISSN 2542-0542 (Print)