NEMZETI KÖZSZOLGÁLATI EGYETEM KATONAI MŰSZAKI DOKTORI ISKOLA

NEMZETI KÖZSZOLGÁLATI EGYETEM KATONAI MŰSZAKI DOKTORI ISKOLA

Farkas Csaba (okl. gépészmérnök, hegesztőmérnök IWE/EWE, repülőgép szerkezeti mérnök)

KÖNNYŰ REPÜLŐGÉPEK SZERKEZETI TÖMEGÉNEK, GAZDASÁGOSSÁGI, REPÜLÉSBIZTONSÁGI RENDEZŐELVEK ALAPJÁN TÖRTÉNŐ CSÖKKENTÉSE, VIRTUÁLIS DIAGNOSZTIKAI ESZKÖZÖK FELHASZNÁLÁSÁVAL

Doktori (PhD) Értekezés

Dr. Prof. Óvári Gyula egyetemi tanár

2013. BUDAPEST

1

TARTALOMJEGYZÉK Tartalomjegyzék

2

Bevezetés

5

Alkalmazott jelölések

11

Fontosabb mértékegységek

15

I. Napjaink könnyű, ultrakönnyű, repülőgépeinek általános bemutatása repülésbiztonsági rendezőelvek alapján

16

I.1 Légi járművek tömeg osztály szerinti csoportosítása

16

I.2 Könnyű és ultrakönnyű légi járművek üzemeltetésének gazdaságossági és repülés biztonsági szempontjai napjainkban

21

I.2.1 Üzemeltetési szempontok, kialakítási követelmények

21

I.2.2 Gazdaságossági szempontok

22

I.2.3 Repülésbiztonsági követelmények, tervezési módszerek, korszerű fedélzetei rendszerek és az emberi tényezők csoportosítása

23

I.3 Könnyű és ultrakönnyű repülőgépek alkalmazása napjainkban és társadalmi szerepük

31

I.4 Következtetések

37

II. Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik

38

II.1 Bevezetés a hegesztett teherviselő szerkezeti elemek vizsgálatába

38

II.1.1Hegesztett kötés vizsgálata technológiai és anyagszerkezeti szempontok szerint

39

II.1.2Hegesztett kötés modellezése a virtuális konstruktőri környezetben technológiai paraméterek figyelembe vételével – saját módszerem kidolgozása (racer-féle eljárás)

2

42

II.2 Mechanikai vizsgálatok hegesztett próbadarabokon és a technológiai paraméterek figyelembevételével vizsgált virtuális végeselem modellek

46

II.3 Hegesztett repülőgép térrács törzs szilárdsági vizsgálata visszacsatolásos módszerrel és a racer-féle eljárás kidolgozása a mérnöki gyakorlatban

55

II.3.1 Bevezetés a rács rudak szilárdsági vizsgálatába, a szerkezeti méretezés alapjai

56

II.3.2 Racer-féle végeselem vizsgálati eljárás visszacsatolásos ellenőrzéssel

70

II.3.3 Hegesztett rácsszerkezet kifáradási és dinamikai terhelési kérdései, ezek figyelembe vétele a tervezés során

84

II.4 Következtetések

89

III. Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései

90

III.1 Bevezetés a kompozit szerkezetekbe

90

III.1.1 A kompozit héjszerkezet építés meghatározó alapjai és a fémépítésű fél héjszerkezet konstrukció

90

III.1.1.1 Szendvicsszerkezetek és laminátumok felépítése és jellemzőik

92

III.1.1.2 Szendvicsszerkezetek és laminátumok szilárdsági méretezése

96

III.1.2 Kompozit anyagvizsgálatok, a szilárdság és a gyártástechnológia kapcsolata

115

III.1.2.1 Szakítóvizsgálatok, eredményeim és tapasztalataim

116

III.1.2.2 Nyomóvizsgálatok, eredményeim és tapasztalataim

119

III.1.2.3 Nyíróvizsgálatok, eredményeim és tapasztalataim

121

III.1.2.4 Ragasztások vizsgálata, eredményeim és tapasztalataim

123

III.1.2.5 Egyéb vizsgálatok próbatesteken és valós szerkezei elemeken

125

III.1.2.6 Vizsgálataim összegzése, kompozitok mechanikai jellemzőiről technológiai szempontok figyelembevételével

130

III.2 Fém teherhordó részegység elemek kiváltásának kérdései, szerkezeti tömegcsökkentés szálerősített kompozit technológia alkalmazásával

133

III.2.1 Kormányvezérlő rendszer mozgatórudazatai kialakításának elvi kérdései kompozit anyagból

133

III.2.2 Kompozit futóművek kialakításának elvi kérdései

137

3

III.2.3 Kompozit térrácsszerkezet kialakításának elvi kérdései

146

III.3 Következtetések

153

IV. Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek szerkezeti elemeinek károsodás analízisei

154

IV.1 Fémszerkezeti elemek károsodás analízisei

154

IV.2 Kompozit és fémszerkezeti elemek károsodás analízisei közötti párhuzam

159

IV.3 Következtetések

165

Összegzett következtetések

166

Új tudományos eredményeim és ajánlásaim

168

Felhasznált irodalom

170

Ábrajegyzék

174

Táblázatjegyzék

179

Mellékletjegyzék

181

Publikációs jegyzék

182

4

Bevezetés

BEVEZETÉS A Budapesti Műszaki Egyetemen befejezését követően a Müncheni Műszaki Egyetemen folytattam posztgraduális képzés keretén belül tanulmányaimat, és a külföldi egyetem Repülőgépek

Intézet

Könnyűszerkezetek

Tanszékén

a

Zeppelin

MOSL

projekt

résztvevőjeként, kutató-fejlesztő munkásságom eredményeként készítettem el hazai és nemzetközi diplomamunkámat angol nyelven 2005-ben. A már említett projekt során repülőgép szerkezeti anyagok károsodási és időbeli leromlási folyamatait vizsgáltam egyfelől a tradicionális fém és napjaink új anyagszerkezeti megoldásaként alkalmazott kompozit műanyagok esetében. Munkámat Magyarországon az állam által létrehozott Iparfejlesztési Közalapítvány 2005ben „Kiváló minősítésű diplomamunka az év műszaki diplomája” címmel tüntette ki. Sikeres tevékenységem

eredményeként

döntöttem

úgy,

hogy

a

Münchenben

elkezdett

kutatómunkámat PhD tevékenység keretén belül folytatom tovább. Az egyetem szolnoki intézetének akkori igazgatóját Prof. Dr. Óvári Gyula egyetemi tanár urat kerestem fel, hogy szakmai irányításának felügyelete mellett szeretném PhD fokozatom megszerzéséhez segítségét kérni. Óvári professzor úr vállalta a témavezetést.

A TUDOMÁNYOS KUTATÁSOM CÉLKITŰZÉSEI, PROBLÉMA MEGFOGALMAZÁS

Tudományos kutatásom egyik indíttatása az volt, hogy kompozit műanyagok alkalmazásával olyan repülőgép szerkezeteket alkossunk meg a könnyű és ultrakönnyű merevszárnyú légijármű osztályokban, melyek üres tömege lehetőség szerint a célnak megfelelően repülésbiztonsági szempontokat figyelembe véve minél kisebb, és emellett az egyezményes légügyi szilárdsági előírásoknak eleget tesz. Munkám során a merevszárnyú könnyű 2700 kg maximális felszálló tömeg alatti légijármű kategóriákkal és ezen belül is a 750 kg ún. VLA1, a 600 kg ún. LSA2 és a 472,5 kg ún. UL3 kategóriába tartozó repülőgépek szerkezeti kialakításával foglalkoztam. Az 1990-es évek elejétől az anyagtudománynak a kompozit műanyagok terén történő fejlődése és az ezzel párhuzamosan robbanásszerűen 1

VLA a nemzetközi előírások értelmében olyan merevszárnyú repülőgép amelynek maximális felszálló tömege 750 kg , a VLA elnevezés very light aircraft vagyis könnyű repülőgépet jelent 2 LSA a nemzetközi előírások értelmében olyan merevszárnyú repülőgép, amelynek maximális felszálló tömege 600 kg, az LSA elnevezés light sport aircraft vagyis könnyű sport repülőgépet jelent 3 UL a nemzetközi előírások értelmében olyan merevszárnyú repülőgép, amelynek maximális felszálló tömege 472,5 kg, az UL elnevezés ultralight aircraft vagyis ultrakönnyű repülőgépet jelent 5

Bevezetés

megváltozott számítógépes hardver-szoftver virtuális munkakörnyezet lehetőségeinek kihasználását alkalmazva, a repülőgép konstruktőri tevékenység az imént említett kategóriákban megújult. Ez olyan repülőgépek piacra kerülését jelentette, melyek polgári és katonai alkalmazása is teljesen új alapokra helyezi az üzemeltetés és felhasználás napi szintű szempontjait. Minél kisebb a légi jármű üres tömege, az a hasznos terhelhetőség növekedését eredményezi, csökkenti a tüzelőanyag felhasználást, melynek egyenes következménye a káros anyag kibocsátás mérséklődése is. További lényeges szempont az üzemeltetési költségek jelentős csökkentése, mely a polgári alkalmazás során, - meggyőződésem szerint hosszútávon a repülést a közúti gépjárművek alkalmazási szintjéhez fogja közelíteni. A már előzőekben is említett merevszárnyú repülőgépek napjainkban tökéletesen képesek lefedni a repülés fontosabb tevékenységi ágazatát, alkalmasak alapkiképzésre, műrepülés oktatásra, teljesítmény- és túrarepülésre, személyszállításra, mezőgazdasági feladatok végzésére, mindemellett a katonai repülés korlátozott feladatainak ellátását is megoldhatjuk használatukkal úgy, mint képzés, felderítés vagy akár imitált lövészeti gyakorlatozás. Katonai alkalmazásokhoz a repülőgépekre felszerelhető lézeres lőszimulátor, mellyel oktatható a földi- és légi célpontok imitált gyakorlatoztatása. Kutatási célom legfőbb szempontjának kivitelezhetősége összetett mérnöki tevékenység koordinálását követelte meg tőlem folyamatosan, közel hat esztendő alatt. Az elmúlt harmincnegyven év üzemeltetési tapasztalataiból (függően természetesen a repülőgép anyagszerkezeti kialakításától) kiindulásként a meglévő szerkezetek károsodását diagnosztizáltam a használatukból eredő terheléseket figyelembe véve. A kapott eredményeket összevetettem a virtuális munkakörnyezetben számítottakkal, így a számítógép segítségével történő tervezéshez jó alapként szolgáló értékeket kaptam. Arra kerestem a választ, hogy a repülőgép fejlesztő konstruktőri munka során előrejelezhetők-e a szerkezetek károsodási folyamatai, a tervezés során figyelembe vehetőek-e a technológiai és környezeti hatások (például hegesztett szerkezeteknél), milyen hibatűrési százalékkal becsülhetők a virtuális prototípus modellek egyes szerkezeti részein. Korábbi években, abban a szerencsés helyzetben voltam, hogy napi szintű munkám során, a gyakorlatba átültetve kutatási módszereimet módomban állt több kompozit műanyag repülőgép típus kifejlesztésének irányítása, felügyelete és üzemeltetési tapasztalatainak összegyűjtése. Ezek együttesen eredményezték azt, hogy egy meglévő könnyű szerkezetű kiképző- és versenyrepülőgép sárkányszerkezetének tervezési, gyártási és üzemeltetési folyamatait disszertációm részeként tudom bemutatni. Örömömre szolgál, hogy az általam tervezett repülőgépek esetén a fejlesztés során a virtuális munkakörnyezetben 6

Bevezetés

képesek voltunk kollégáimmal a lehetőségekhez mérten a legkisebb szerkezeti önsúly kiaknázása mellett nemzetközi szinten is sikeres repülőgépeket alkotni, melyek mindegyike megfelelt a vizsgálatok során az előírt szilárdsági normatíváknak. Kutatásom célkitűzésének eredményeként és az elmúlt évek tapasztalataira hagyatkozva született meg egy merőben új törzs szerkezet építési módszer. Ennek tervezési, gyárthatósági kritériumait mutatom be és igazolom tömegcsökkentési, gazdaságossági és repülésbiztonsági szempontok alapján kísérletileg is alátámasztott eredményeimet disszertációm harmadik fejezetében.

KUTATÁSI HIPOTÉZISEIM MEGFOGALMAZÁSA

2006-ban, mikor Óvári professzor úrral, a dolgozatom tárgyát kiválasztottuk a fejlesztőmérnöki munka alapjait jelentő hardver-szoftver virtuális munkakörnyezet fejlettségi szintje messze elmaradtak attól, amelyek ma a mérnökök rendelkezésére állnak, pedig csak hét esztendő telt el. Kutatómunkám

kezdetén

a

következő

feltételezésekből

indultam

ki,

melyek

tulajdonképpen doktori disszertációm elkészítésének alapját is jelentették, a célkitűzések megfogalmazása hipotézisek felállítását követeli (követelte) meg: - véleményem szerint a XXI. század számítástechnikai hardver-szoftver háttér a tervező mérnök számára olyan lehetőségeket biztosít, amely a fejlesztés során szimulációs eszközökkel meghatározza a repülőgép elemek szerkezeti szilárdságvesztés pontjait, - a virtuális tervezői környezetben közel 100% pontossággal becsülhetők kifáradási szakaszok, előre diagnosztizálhatók egyes kritikus pontok roncsolódásai, - a fejlesztő munka teljes egészben kivitelezhető számítógépes tervezői környezetben egészen a formatervezéstől a gyártás előkészítésig és kivitelezésig, - a tervezés egyes szakaszai során a szilárdsági és kinematikai szimulációk megbízható eredményeket adnak és hagyatkozhatunk azok helyességére a tömegcsökkentés kérdéskörében, - az alkalmazott paraméterezéseknél technológiai tényezők is figyelembe vehetők, - a kapott modellezési eredmények a valós terhelési állapotokban regisztráltakkal kis eltéréssel ugyanazokat az értékeket igazolják vissza, - kompozit szerkezetek szilárdsági méretezésénél a modellek egyszerűsíthetők véges elem vizsgálatok során, és nem minden esetben szükséges a rétegszerkezet szerinti analitikus elemzés, 7

Bevezetés

- a mai korszerű kompozit műanyagok alkalmazásával az UL repülőgépek megjelenése az 1980-as és 1990-es évek tervezői filozófiájával ellentétben a ténylegesen burkolt áramvonalazott héjszerkezetes építést is lehetővé teszi úgy, hogy a gép üres tömege 300 kg vagy az alá tolható, - a nagy szilárdsági terhelési csoportba sorolható műrepülőgépek és a versenyrepülőgépek szerkezeti kialakítása korszerű kompozit technikák alkalmazásával 500-550 kg vagy ez alatti üres tömeget is eredményezhet úgy, hogy ny = +/- 14g túlterhelés növekményt is elviselnek károsodás nélkül, - a műrepülőgépeknél több mint ötven éve alkalmazott tradicionális hegesztett acél térrács szerkezet sokkal könnyebb és erősebb kompozit csövekből felépített térszerkezeti megoldással kiváltható, annak építési folyamatának technológiai szakaszai tervezhetőek virtuális konstruktőri környezetben, a teljes gyártás előkészítés kivitelezhető, - a kompozit technikák gyakorlati alkalmazásai gyorsan elsajátíthatók, lényegesen kevesebb elméleti tudást igényelnek a szakemberektől, mint például a hegesztési eljárások ismerete. - a gyártás - technológiai módszerek, egyedi szerkezetek esetén magas költség hányadokat vonnak maguk után, sorozatban készítve azonban nem többet, mint a fémből készültek, - gazdasági kérdéseknél figyelembe kell venni az üzemeltetés optimalizálását is, mert ezek az anyagok könnyen javíthatók és nem kell számolni korróziós károkkal sem.

KUTATÁSI MÓDSZEREIM ISMERTETÉSE

Az

előzőekben

leírt

hipotéziseimet

tudományos

kutatásom

célkitűzéseinek

összehangolásával együttvéve kellett meghatároznom, hogy a mérnöki munka során milyen módszerekre célszerű támaszkodnom. A kapott eredmények jelentették disszertációm logikai felépítését, amit négy fejezetre tagolva készítettem el. Irodalomkutatás mellet napi munkám idején kísérleti eredményeimet a gyakorlatba átültetve valós körülmények között ellenőriztem. Az elmélet és a gyakorlati eredmények közvetlenül egymással összefüggésben váltak elérhetővé számomra, melyek az analitikus eredményekre való hagyatkozásokon túl rögtön empirikus szempontok megjelenését is eredményezték. Az egyes repülőgép szerkezeti elemek vizsgálatainál igyekeztem minden esetben a virtuális tervezői környezetben kapott eredményeket összehasonlítani a szintetizált kísérleti

úton

tapasztalt

eredmények értékeivel.

Feltérképezés

gyorsan kiegészült,

pontosabban munkám során a kezdetektől már párhuzamosan zajlott a tényleges kutatási

8

Bevezetés

fázisokkal, mikor is laboratóriumi és valós terhelési kísérletek, repülési tesztek végrehajtása során kapott adatok feldolgozását végeztem el. A kompozit műanyag szerkezetek általános tulajdonságainak megismerése céljából statikus törő és dinamikai kifáradási vizsgálatokat végeztem el. Megismertem a különböző gyártástechnológiai módszerekkel készített elemi szerkezeti darabok szilárdsági tulajdonságait, ennek érdekében szakító-, nyomó-, hajlító-, és nyíróvizsgálatokat is készítettem. Az iterációs eljárásokban figyelembe vettem a környezeti hatások jelentette különféle tényezőket, mint például hőmérséklet, páratartalom és az ebből fellépő nedvességet.

A virtuális munkakörnyezetben számított értékekre hagyatkozva,

speciális, adott célra készült adatrögzítő rendszert fejlesztettek ki, melyet a repülési tesztek során használtam. Kutatási módszereim összetettek voltak, és folyamatosan arra kerestem a választ, hogy a repülőgép tervező mérnöki munka során a virtuális, számítógépes környezetben hogyan közelítsük meg úgy a valóságot, hogy a lehető legkisebb hibafaktorral dolgozzunk. Az empirikus jellemzők két módszerrel kerültek igazolásra, egyfelől terhelési kísérletekkel, másfelől valóságos környezetben, repülés közben a légi tesztek során. Szintén fontosnak tartottam azt, hogy a virtuális tervezői környezetben a valós fizikai modell megléte nélkül a mérnöki munka során mekkora biztonsággal vehetők figyelembe technológiai tényezők, hogyan lehet a szerkezeti elemekben megjelenő hibákat modellezési szinten kezelni. Meglátásom, hogy kutatómunkám legfontosabb állomása az volt, mikor a Corvus Aircraft Kft-ben 2009-ben megbízást kaptam mérnök kollégámmal közösen a CA-41 Red Bull Racer fantázianevű, Besenyei Péter műrepülő pilóta részére kifejlesztendő versenyrepülőgép tervezési, gyártás kivitelezési és tesztelési fejlesztési munkafolyamataira. A projekt során módomban állt virtuális CAE4 munkakörnyezetben repülőgép fejlesztő munkát végrehajtani a formatervezéstől a gyártástervezésig, a tesztelések és lehetséges tönkremeneteli folyamatok előrejelzésével bezárólag. Besenyei Péter sikeres Red Bull Air Race futamait követően merült fel bennem annak gondolata, hogy a repülőgépben található hegesztett acél térrács szerkezet üres tömegét miként lehetne célszerűen csökkenteni. Tudományos Kutatómunkám eredményeként megalkottam a vegyes karbon csöves és kompozit elemes térrács szerkezet elméleti terveit, igazoltam a csövek hegesztését helyettesítő illesztési és rögzítési technika helyességét, valamint kidolgoztam a gyakorlatban alkalmazható gyártás technológiákat. Munkám e szakaszában a virtuális tervezői környezetben előzőleg tapasztalt módszereket használtam és 4

CAE, computer aided engineering, magyar megfelelője számítógéppel támogatott átfogó mérnöki tevékenység, mikor is a mérnökök a formatervezéstől a gyártás előkészítésig kizárólag virtuális prototípuson végzik el a szükséges vizsgálatokat, elemzéseket a valós fizikai modellek megléte nélkül és a folyamat során a kivitelezés problémái, az üzemeltetés során a várható hibákat is előre képesek jelezni 9

Bevezetés

laboratóriumi kísérletekkel igazoltam a technológia helyességét. Sajnálatos, hogy a megtervezett kompozit térrács szerkezet gyakorlati felépítését nem tudtam kivitelezni, mert a szükséges tőkebefektetést napjaink nehezedő gazdasági problémái meggátolták. Eljárásomat védjegy oltalom alá vontam és a mérnöki nyilvánosság előtt disszertációmban mutatom be önállóan kifejlesztett technológiai innovációmat.

VÁRHATÓ EREDMÉNYEIM ÉS AZOK FELHASZNÁLHATÓSÁGA

Értekezésem eredményeit mérnök kollégák hasznosíthatják akik, hegesztett szerkezetek tervezésével és szilárdsági méretezéseivel foglalkoznak virtuális modellezési környezetben. Véges elem rendszerekkel dolgozó mérnökök többsége vizsgálatait elemi geometriák analíziseihez használja, az értekezésben található hegesztés technológiai paraméterek figyelembe vétele CAE környezetben, legtöbb esetben speciális szoftvereket igényel. Az általam kidolgozott módszerekkel mód nyílik arra, hogy egyszerűbb alkalmazásokkal is úgy elemezzük a hegesztett szerkezeteket, hogy azok technológiai értékeit figyelembe vesszük. Az értekezésemben acél térrács szerkezetek vizsgálatához kidolgozott Racer-féle eljárás szakít a hagyományos véges elem vizsgálattal, mellyel a rács elemek terheléseit lehet csak számítani. Módszeremmel a csomóponti varratok terhelhetőségéről is információt kaphatunk, a varrat és a hőhatás övezet inhomogén anyagszerkezeti jellemzőit figyelembe véve. Értekezésemben kidolgoztam a hegesztett repülőgép törzsrács szerkezetre vonatkozó statikus és dinamikus terheléseket is figyelembe vevő komplex méretezési módszert, mely közvetlenül felhasználható a repülőmérnöki munkánál. Kutatásommal párhuzamosan számos repülőgép konstrukció kifejlesztésében vettem részt, amelyek sárkányszerkezete kompozit anyagokból készült. A kompozit technika felhasználási tapasztalata messze elmarad a fémes technológiák több ezer éves eredményétől. Kompozitból készült alkatrészek és elemek CAE alapú, labor és valóságos terhelési állapotait vizsgálva eredményeim közzététele nagyban segítheti a műszaki kollégák napi szintű munkáját. Az értekezésemben található eredmények közvetlenül felhasználhatók a Nemzeti Közszolgálati Egyetem Katonai Repülő Tanszék BSc és MSc képzésben résztvevő oktatók számára, oktatási tanagyagokba integrálva.

10

Alkalmazott jelölések és fontosabb mértékegységek

ALKALMAZOTT JELÖLÉSEK

m:

tömeg;

MTOM:

maximális felszálló tömeg;

G:

csúsztató rugalmassági modulus ún. G-modulus;

Gs:

súly (általánosan);

F:

erő;

P:

feszültség tenzor;

l, L:

távolság, hosszúság;

бmeg:

megengedett feszültség a szerkezeti elemben;

бhat:

az anyagra jellemző határ feszültség, legtöbb esetben szakítószilárdság vagy folyáshatár;

jFOS:

biztonsági tényező tönkremenetellel szemben;

ny:

manőverező repülés során fellépő túlterhelés;

n:

befogási tényező kihajlás számításban;

vne:

soha túl nem léphető sebesség repülés közben;

va:

manőverezési sebesség maximuma repülés közben;

vhmax:

maximális vízszintes sebesség repülés közben;

vs0:

átesési sebesség leszálló konfigurációban repülés közben;

T:

hőmérséklet;

Rp0,2:

0,2% nyúláshoz tartozó egyezményes folyáshatár;

Rm:

szakítószilárdság;

HV:

keménység Vickers-féle egységben;

A5:

szakadáshoz tartozó nyúlás;

KV:

ütőmunka;

δcE:

repedés kinyílás a szerkezeten belül;

s:

falvastagság;

t:

idő;

t8/5:

850°C-ról 500°C-ig a lehűlés időtartama;

d, D:

átmérő;

r, R:

sugár;

A:

keresztmetszet;

ch:

hegesztett cső térrács szerkezeten belül a csomópontok száma;

rh :

hegesztett cső térrács szerkezeten belül a csövek száma; 11


Er:

anyagra jellemző hajlító-húzó rugalmassági modulus, ún. E-modulus;

I:

másodrendű nyomaték;

λ:

karcsúsági tényező;

i:

inercia sugár;

u:

helyvektor;

x,y,z:

térbeli koordináta rendszerben koordináták;

N(x):

normál irányú erő az x tengely mentén;

b(x):

hosszúságra vonatkoztatott megoszló erő;

ɛ(x):

nyúlás az x tengely mentén;

Fv(z):

nyíróerő a z tengely mentén;

M(z):

hajlító nyomaték a z tengely körül;

q(x):

hosszúságra vonatkoztatott megoszló erő;

τcs:

csavaró feszültség;

Mcs:

csavaró nyomaték;

Kp :

poláris keresztmetszeti tényező;

φ:

szög torzulás mértéke;

Ip:

poláris másodrendű nyomaték;

бII:

hosszirányú feszültség hegesztett varratban;

б┴:

keresztirányú feszültség hegesztett varratban;

бv:

vastagságirányú feszültség hegesztett varratban;

бx:

feszültség x tengely mentén;

бy:

feszültség y tengely mentén;

бz:

feszültség z tengely mentén;

бHMH:

egyenértékű feszültség Mises-féle;

б1:

1-es főfeszültség;

б2:

2-es főfeszültség;

б3:

3-as főfeszültség;

бred:

redukált egyenértékű feszültség;

Kk:

kormány kitérés intenzitási faktor;

Km:

keresztmetszeti tényező;

Ksp:

súlytényező empirikus faktor;

ninc:

repülés közben fellépő túlterhelés növekmény faktor;

Ws:

a repülőgép súlya;

Sw:

szárny felülete; 12


Svs:

függőleges vezérsík felülete;

Shs:

vízszintes vezérsík felülete;

g:

nehézségi gyorsulás;

бm:

közép feszültség kifáradási vizsgálatban;

бa:

amplitúdó feszültség kifáradási vizsgálatban, axiális feszültség;

бmax:

maximális feszültség kifáradási vizsgálatban;

бmin:

minimális feszültség kifáradási vizsgálatban;

∆б:

feszültség ingadozás kifáradási vizsgálatban;

W:

munka;

N:

ciklusszám kifáradási vizsgálatban;

nt:

tényleges ciklusszám kifáradási vizsgálatban;

ρ:

sűrűség;

бt:

tangenciális feszültség;

бa:

axiális feszültség;

бr:

radiális feszültség;

P, p:

nyomás;

b, B:

szélesség;

h, H:

magasság;

M:

nyomaték (általános esetben);

y:

elhajlás, lehajlás;

L k:

kihajlási hossztól és befogástól függő szám;

Fy:

felhajtóerő;

KAH:

közepes aerodinamikai húr;

Fm:

manővererő növekmény;

θ:

tehetetlenségi nyomaték;

β:

szöggyorsulás;

S:

elsőrendű statikai nyomaték, falvastagság;

q:

dinamikus nyomás;

ay:

felhajtóerő meredekség, vastagság;

a:

repedés nagysága;

∆n:

túlterhelés növekmény;

Fe:

futómű terhelés függőleges erőhatás komponens;

F3:

futómű terhelés vízszintes erőhatás komponens;

δ:

marási ráhagyás távolsága; 13


бny:

nyomó szilárdság;

τnyi:

nyíró szilárdság;

ν:

Poisson-féle szám

K:

feszültség intenzitási tényező

KIc:

törési szívósság 1-es eset

KIIc:

törési szívósság 2-es eset

KIIIc:

törési szívósság 3-as eset

E:

energia

V:

térfogat

∆E:

energiaváltozás

ω:

szögsebesség

14


FONTOSABB MÉRTÉKEGYSÉGEK

Megnevezés tömeg erő, súly feszültség (szilárdságtan) sebesség hőmérséklet nyomaték felület, keresztmetszet

Mértékegység kg N MPa, N/mm2 km/h, m/sec °C Nm m2, mm2

keresztmetszeti tényező

mm3

másodrendű nyomaték

mm4

elsőrendű statikai nyomaték

mm3

nehézségi gyorsulás, gyorsulás energia, munka sűrűség

m/sec2 J (Joule) kg/m3

nyomás

Pa, N/m2

tehetetlenségi nyomaték

kgm2

szöggyorsulás

rad/sec2

dinamikus nyomás idő E-modulus G-modulus feszültségintenzitási tényező

Pa, N/m2 sec GPa GPa MPa∙m1/2

15

Napjaink könnyű, ultrakönnyű repülőgépeinek általános bemutatása repülésbiztonsági rendezőelvek alapján

I. NAPJAINK ÁLTALÁNOS

KÖNNYŰ,

ULTRAKÖNNYŰ

BEMUTATÁSA

REPÜLŐGÉPEINEK

REPÜLÉSBIZTONSÁGI

RENDEZŐELVEK ALAPJÁN I.1

LÉGI JÁRMŰVEK TÖMEG OSZTÁLY SZERINTI CSOPORTOSÍTÁSA

Mióta repülőiparról beszélhetünk általános követelmény, hogy olyan légijármű szerkezetet alkossunk, meg amelyiknek üres tömege a minimálisra optimalizált szilárdsági és alkalmazási célokhoz igazítva. Úgy vélem, hogy önmagában a – könnyű szerkezetű repülőgép – elnevezés is hasonlóan nehezen értelmezhető megfogalmazás, a repülőszakma használja, de helytelenül. Az elmúlt évek tervezői és gyártói tapasztalataim azt mutatták, hogy az előbbi kifejezések és általános követelmények magukat a szakembereket is különböző nézőpontok szerint megosztottá teszik ezeken a területeken. Jó példa a tömegcsökkentés céljának bemutatására a Boeing 787 Dreamliner utasszállító kifejlesztése. Itt a gyártó abból a célból alkalmazott szerkezeti teherviselő elemek megépítésekor kompozit műanyagokat alumínium ötvözetek helyett, hogy 20-30% üres tömegcsökkentést érjen el, remélve, hogy ezáltal növelhető lesz a hasznos terhelhetőség, növekszik a hatótávolság és csökkenhet a tüzelőanyag felhasználás. Ebben az esetben egyértelműen meghatározható a cél, és értelmet nyer a tömegcsökkentés, mint fogalom. Az előzőekben leírtak csak akkor nyernek értelmi és értelmezhetőségi egységet, ha a légi járműveket csoportosítjuk és osztályozzuk, ami megtörténhet például alkalmazás, üzemeltetés, aerodinamikai, geometriai, sebesség, terhelhetőség, tömeg – turbulencia stb kategóriák szerint. A tömeg szerinti megkülönböztetés alapja, hogy a szóban forgó eszköz könnyű, közepes vagy nehéz kategóriába illeszthető. Ezzel párhuzamosan úgynevezett wake vortex5 csoportosítást is alkalmaznak. A vortex vagyis magyarul örvényhatást az 1.1. ábrán mutatom be.

1.1 ábra – Vortex (örvény) hatás repülőgépen. (forrás: saját archívum) 5

wake vortex jelentése turbulencia kategória 16


A szárny körüli áramlás, nyomás viszonyok és a véges szárny következtében alakul ki az úgynevezett szárnyvégi patkóörvény, amit az előrehaladó repülőgép indukál maga mögött. Ennek hatását, kiterjedését a repülőgép nagysága és sebesség tartománya határozza meg. Az ICAO6 a tömeghez rendeli a turbulencia osztályt és így végzi el a légi járművek csoportosítását az 1.1. táblázat szerinti megkülönböztetésben. Ennek logikája, hogy tömegkategóriákhoz meghatároznak minimális követési távolságokat le-és felszálláskor a várható indukált örvényekkel összefüggésben, repülésbiztonsági szempontokat figyelembe véve. A könnyű repülőgépek csoportjának további lebontására nemzetközi egységes előírás rendszer nincs. Véleményem szerint az általam 1.2. ábrán használt hármas további tagolódás jól elkülönítve mutatja az egyes alcsoportokba tartozó szerkezeteket. Ennek értelmében a GA7 alcsoportba soroltam a leginkább egymotoros vagy legfeljebb két dugattyúmotoros repülőgépeket. A BA8 alcsoportba a gázturbinás üzleti magán jeteket tartom célszerű meghatározni, még a CA9 alcsoport a gázturbinás utasszállító közforgalmú repülőgépeket különíti el. Osztály

Maximális felszálló tömeg (kg)

Példa

Könnyű

< 7.000

Egy vagy két dugattyús motoros illetve gázturbinás repülőgépek

Közepes

7.000 és 136.000 között

A legtöbb utasszállító repülőgép a kereskedelmi forgalomban. Boeing 737, Airbus 320

Nehéz

> 136.000

Teherszállító és extra kapacitású repülőgépek

utas

1.1 táblázat – Repülőgépek tömeg (turbulencia) kategória szerinti csoportosítása ICAO alapján.

Továbbiakban a GA alcsoporttal kívánok foglalkozni, abból is a könnyű egymotoros, az ICAO ajánlásai alapján a 2700 kg maximális felszálló tömeg (továbbiakban MTOM10) határig sorolt merevszárnyú repülőgépekkel. Választásom indoka, hogy ebbe a csoportba tartozó repülőgépek tervezésével és gyártásával foglalkoztam, illetve kutatásom is ilyen repülőgép szerkezetekkel függött össze.

6

ICAO jelentése International Civil Aviation Organization a Polgári Repülés Nemzetközi Szervezete, aminek alapító okiratát 1944. december 7-én írták alá, 52 ország egyidejű csatlakozásával 7 GA jelentése general aviation vagyis az általános mindenki által használt leginkább közforgalmon kívüli kisebb repülőgépek, rekreációs és sport célokból is 8 BA jelentése business aircrafts vagyis üzleti célú repülőgépek 9 CA jelentése commuter aircrafts vagyis rövid hatótávolságú 50-60 személyes közforgalmi repülőgépek 10 MTOM jelentése maximum take-off mass, vagyis maximális felszálló tömeg 17


1.2 ábra – Könnyű repülőgépek további csoportosítási lehetőségei. (forrás: saját szerkesztésű ábra)

Az MTOM 2700 kg osztályon belül is több kategóriát különböztetünk meg, melyek csoportosítása szintén az engedélyezett tömeg határig kerülnek kategorizálásra. Általánosan elfogadott a tervezés, felépítés és gyártás követelményeket összefoglaló előírás a könnyű egymotoros merevszárnyú légijármű kategóriában az FAA11 által meghatározott FAR-2312, és azzal közel azonos az EASA13 CS-2314 előírás rendszerek. Alapjaiban közös direktívákat határoznak meg, azonban jogterületi és mértékegységbeli eltérés van a két rendszer között. A könnyű egymotoros repülőgépek csoportosítását szabályzó rendelkezések esetén nem csak a tömeg a kiinduló szempont; fontos a rendeltetési cél, a szállítható személyek száma, a rendszerek és fedélzeti berendezések bonyolultsága, ezért további csoportosítások is bevezetésre kerültek. A könnyű sport kategóriájú repülőgépek követelményeit az EASA CSVLA15 és az FAA ASTM LSA16 előírások szabályozzák. Az ultrakönnyű repülőgép kategóriában az egyes országok eltérően határozzák meg a légi járművek MTOM nagyságát 450 kg vagy 472,5 kg értékben. Az elmúlt években tapasztalható szálerősítéses kompozit 11

FAA jelentése Federal Aviation Authorization, az USA polgári légiközlekedést szabályzóhatósága FAR-23 könnyű egymotoros repülőgépek tervezését, kialakítását szabályzó előírás rendszer MTOM = 2700 kg határig 13 EASA jelentése European Aviation Safety Agency, az Európai Únió tagországainak polgári repülését szabályzó központi ügynökség 14 CS-23 könnyű egymotoros repülőgépek tervezését, kialakítását szabályzó előírás rendszer, európai jogi környezetbe harmonizálva 15 CS-VLA nagyon könnyű egymotoros repülőgépek tervezését, kialakítását szabályzó előírás MTOM = 750 kg határig 16 ASTM LSA könnyű egymotoros sport repülőgépek előírás rendszere MTOM = 600 kg határig 12

18


műanyagoknak köszönhetően, a repülés GA ágazatában az MTOM 472,5 kg, 600 kg és 750 kg tömeg határú repülőgépek építési filozófiája teljesen átalakult. Közel 25-30 évvel ezelőtt könnyű repülőgépnek nevezték az 1.3. ábrán látható Zlin-142 típusú repülőgép, és könnyű sport ultrakönnyű repülőgépnek az 1.4. ábrán feltüntetett Chickinox típusú repülőgépet. A korszerű anyagszerkezeti-, meghajtó erőforrás megoldásoknak és a fedélzeti hardver-szoftver rendszer vezérlőknek köszönhetően az ultrakönnyű repülőgépek kialakítása és repülési karakterisztikája közel azonossá vált, az általánosan könnyű repülőgépnek besorolt légi járművekkel. Napjaink gyártástechnológiai folyamatait tekintve az ultrakönnyű és könnyű repülőgépek sorozatban költséghatékonyan állíthatók elő és értékesítési felvevő piacuk a fejlettebb országok középrétegei számára is elérhetővé teszik a repülést. Ezért repülőiparban a legnagyobb fellendülés, a polgári repülés GA szektorának könnyű és ultrakönnyű légi eszközei tekintetében tapasztalható. Az előrejelzések azt mutatják, hogy az [2] elkövetkezendő években, évtizedekben az előbb említett kategóriákban a repülőgépek száma duplájára fog emelkedni.

1.3 ábra – Zlin 142 könnyű, egymotoros repülőgép 1970-es évek tervezési és építési módszereivel, üres tömege 650700 kg változatoktól függően. (forrás: saját archívum)

1.4 ábra – Chickinox klasszikus ultrakönnyű, egymotoros repülőgép 1980-1990-es évek tervezési és építési módszereivel, üres tömege 200-250 kg változatoktól függően. (forrás: saját archívum)

Polgári repülésben növekvő piaci elterjedésük annak is köszönhető, hogy olcsó üzemeltetésűek, amit meghajtó erőforrásuk biztosít, mert lehetőség van a legtöbb ma gyártott repülőipari minősítéssel rendelkező belsőégésű robbanómotor hajóanyagaként MOGAS17 használatára AVGAS18 helyett. Az alkalmazható MOGAS közül az RON 95 benzin ára 400 Ft / liter érték felett van, [3] még a 100 LL repülőbenziné 700 Ft / liter vagy e feletti [4]. Megemlítendő szempont, hogy napjaink ultrakönnyű sport repülőgépeinek külső megjelenése a formatervezők és repülőmérnökök fantáziája szerint kialakítható vadászrepülőgéphez 17 18

MOGAS jelentése motor gasoilne motor benzin elsősorban közúti gépjárművek hajtóanyaga AVGAS jelentése aviation gasoline repülőgép motorok hajtóanyaga (repülőbenzin) 19


hasonló megjelenéshez is, ami vonzó piaci szempont. Jó példa erre a szlovák Shark Aero által gyártott 1.5. ábrán látható Shark UL típusú repülőgép aminek sikere annak formavilágában rejlik. Lényeges érv, hogy a repülőgép típustanúsításának és gyártás jóváhagyásának hatósági folyamata egyszerűbb, rugalmasabb és gyorsabb, mint 20-30 évvel ezelőtt volt.

1.5 ábra – Shark UL modern ultrakönnyű repülőgép, napjaink tervezési és gyártási módszereivel, üres tömege 275-300 kg konfigurációktól függően. (forrás: a gyártó honlapjáról származik http://www.shark.aero/)

Meggyőződésem, hogy az 1.2. tábláztában feltüntetett ultrakönnyű tervezői és gyártói előírások bevezetésekor, (melyek nagy része 20-30 évvel ezelőtt került meghatározásra) elképzelhetetlen volt, hogy példaként az 1.5. ábrán bemutatott repülőgép valaha is a feltüntetett, kategóriák valamelyikének megfeleljen, és típustanúsítási engedélyt kaphasson. Napjainkban az ilyen és ehhez hasonló kialakítású repülőgépek megtöltött üzemanyag tartállyal 3-4-(5) órát is képesek a levegőben tölteni úgy, hogy földhöz viszonyított sebességük 220-250 km/h, és két 80-90 kg testtömegű személy kaphat helyet a fedélzeten. Terület / ország

Előírás megnevezése

MTOM (kg)

Maximális szerkezeti terhelhetőség

19

Európa / Németország Európa / Spanyolország Európa / Olaszország Európa / Anglia Ázsia / Thaiföld Amerikai Egyesült Államok

LTF-UL

S-DGAC ULM

472,5 BRS sel 450 BRS nélkül 450 BRS nélkül

+4g / -2g

Megjegyzés Átesési sebesség leszálló konfigurációban 65 km/h vagy ez alatti

+3g / -2g

NA

Aero Club Italy ULM

472,5 BRS-sel

+4g / -2g

NA

BCAR-S

450 BRS nélkül

+4g / -2g

NA

Thai RUA

500

+3,8g / -2,2g

NA

LSA

600

+4g / -2g

NA

1.2 táblázat – Ultrakönnyű repülőgépek fontosabb nemzetközi tervezői és gyártói előírásai.

19

BRS jelentése Ballistic Recovery System, ejtőernyős visszatérítő rendszer 20


I.2

KÖNNYŰ ÉS ULTRAKÖNNYŰ LÉGI JÁRMŰVEK ÜZEMELTETÉSÉNEK GAZDASÁGOSSÁGI ÉS REPÜLÉS BIZTONSÁGI SZEMPONTJAI NAPJAINKBAN

I.2.1 ÜZEMELTETÉSI SZEMPONTOK, KIALAKÍTÁSI KÖVETELMÉNYEK A könnyű és ultrakönnyű repülőgépek általános jellemzője – konstrukciójukat illetően - az egyszerű kialakítás. Tervezőnek a legtöbb estben nincs módja az ilyen szerkezeteknél arra, hogy a berendezéseket, elemeket duplikálja, ami a repülésbiztonság szintjét növelné, ezért VFR20 üzemeltetetési korlátozás vonatkozik rájuk. A szilárdsági-szerkezeti kialakítás során a „fail-safe” [5] építési módszert kell előtérbe helyezni, vagyis a felépítés olyan legyen, hogy az egyes szerkezeti elemek sérülése esetén ne történhessen meg a szerkezet katasztrofális törése, leromlása; egyszerűbben megfogalmazva a szerkezet sérülése esetén is legyen még biztonságos szilárdsági üzemi tartalék. A modern kompozit műanyag technológia alkalmazásával ezt a követelményt teljesíteni tudjuk. Repülésbiztonsági rendezőelveket tekintve, lehetőség van a repülőgépek korszerű hardver-szoftver fedélzeti rendszereivel a biztonság olyan irányú növelésére is, amit IFR21 kompatibilitásnak nevezünk. Ez nem jelenti feltétlen az IFR rendeltetésszerű használatot csak, a biztonság előtérbe helyezését, hogy kedvezőtlenebb repülésmeteorológiai körülmények esetén segítse a pilóta munkáját. A könnyű és ultrakönnyű repülőgépeket érintő tervezési és kialakítási főbb szempontok tapasztalataim szerint a következők: - egy-két (maximum 4) személy elhelyezhetősége, - nem túlnyomásos utasfülke kialakítása, - ultrakönnyű repülőgép esetében a leszálló konfigurációban az átesési sebesség maximum VS0 = 65 km/h lehet, - kizárólag VFR repülési képesség, - általában fix nem behúzható futómű kialakítás, de bizonyos előírások lehetővé teszik a behúzható futómű alkalmazását is, - merev vagy állítható légcsavar (bizonyos előírások csak merev kialakításról rendelkeznek), - egy darab dugattyús belsőégésű motor alkalmazása, - a kipufogó rendszer biztosítja az alacsony zaj szint 55-60 dB közötti értéket, - MTOM = 450 kg-tól 750 kg-ig bezárólag rendeltetéstől függően, 20 21

VFR jelentése visual flight rules látás utáni repülési szabályokat jelent, feltétele a folyamatos talajlátás IFR jelentése innstrument flight rules, mikor a repülés végrehajtásához nincsen szükség folyamatos talajlátásra 21


- általában ny = +4g / -2g üzemeltetési limit túlterhelés biztosítása, - a repülőgép kialakítása úgy, hogy két személlyel bármilyen körülmények között biztosítva legyen a 30 perc időtartamú navigációs tartalék üzemi repülés lehetősége, - alkalmazhatóság alapfokú pilóta kiképzésre, hosszú távú útvonalrepülésre, éjszakai repülésre, bizonyos átalakításokkal katonai pilóta alapkiképzés céljára. A könnyű és ultrakönnyű repülőgépeket érintő üzemeltetési főbb szempontok: - egyszerű és jól szabályozott karbantartási periódus rendszer kialakítása, - az egyes szerkezeti elemek hibája esetén biztosítva legyen a gyors csereszabatosság, - szabványos kötőelemek alkalmazása, - a szerkezeti anyagok ne legyenek érzékenyek a hőmérsékleti fluktuációkra, - gyors, egyszerű szét- és összeszerelhetőség megoldhatósága, - üzembiztos elektronikai hálózat, ami bármilyen repülési körülményben képes biztosítani az elektronikus fedélzeti navigációt.

I.2.2

GAZDASÁGOSSÁGI SZEMPONTOK

Napjainkban gyártani kívánt könnyű és ultrakönnyű repülőgépek gazdaságossági szempontjait alapvetően meghatározza a fejlesztésre szánt tőke és idő valamint a humán erőforrás

szükséglet.

A

modern

virtuális

tervezői

munkakörnyezet

eszközeinek

alkalmazásával a költségek jelentősen csökkenthetők, mert lehetőség van az úgynevezett szimultán tervezési módszerre [6]. Ilyenkor a terméktervezés úgy valósul meg, hogy a gyártmányfejlesztés egyes lépései nem egymást követve történnek lépésről-lépésre, hanem egy időben, a virtuális munkatérben van jelen az alapötlet – vázlat – részletterv – geometriai prototípus – funkcionális prototípus – bevizsgálás – gyártmány előkészítés összes folyamata. Az előbb említettek indokolják, hogy ma már a gyártók szinte kivétel nélkül CAE alapokra helyezett termékfejlesztést alkalmazzák. A fejlesztéssel természetesen szorosan összefügg a gyártás integráció és a gazdaságos sorozatgyárthatóság megvalósítása, melyet szintén CAE módszerrel célszerű támogatni. Továbbiakban a gazdaságosság és egyben a könnyű és ultrakönnyű repülőgépek gazdasági kérdéskörét határozzák még meg véleményem szerint a következő tényezők: - alkalmazott anyagszerkezetek az alapár és az úgynevezett input költségek, - gyártási módszerek és eljárások a rezsi óradíjak tekintetében, - karbantartási költségek,

22


- a repülőgépek élettartamának folyamatos nyomon követhetősége, a piaci visszajelzések céljából, - üres szerkezeti tömeg és hasznos szerkezeti tömeg egymáshoz viszonyított aránya a kihasználhatóság kérdése, - kabin és utastér ergonómiai szempontok a felhasználói igényeket tekintve.

I.2.3

REPÜLÉSBIZTONSÁGI

KÖVETELMÉNYEK,

TERVEZÉSI

MÓDSZEREK,

KORSZERŰ

FEDÉLZETEI RENDSZEREK ÉS AZ EMBERI TÉNYEZŐK CSOPORTOSÍTÁSA

A repülésbiztonság alapvetően három részből tevődik össze, objektív, szubjektív és rejtett előre nem látható elemekből. Az objektív elemek jól meghatározhatók, ezek közé tartoznak a tervezés-gyártás folyamatai tehát maga a technológia, repülési környezet, vagyis az éppen aktuális időjárás, repülőtéri infrastruktúra például leszálláskor megközelítési eljárások, futópálya állapota, a repülést kiszolgáló földi technikai berendezések. Az objektív tényezők alapvetően jó előre tervezhetők és nem függnek pillanatnyi állapottól; ez igaz az időjárási elemekre is, mert a mai észlelési és előrejelzési számítások közel 100%-os pontosságú megbízhatóságot képesek adni. Szubjektív tényezők közül legfontosabb a humán faktor, vagyis a repülésbiztonság emberi tényezői, a könnyű és ultrakönnyű repülések esetén ezek jelentik a legnagyobb repülésbiztonsági kockázatot. Véleményem szerint azt meghatározni, hogy melyek a humán faktor elemei, hogyan befolyásolják a repülés rendszert nagyon nehéz, hiszen minden pilóta más-más tulajdonságokkal rendelkezik. Általánosítani lehet, de pontos eredményt ebben az esetben csak az élet pillanatnyi helyzetei jelentenek, gondolok itt például egy repülési vészhelyzet megoldására. Összességében elmondhatjuk, hogy a [7] repülés emberi tényezői a személyi tulajdonságoktól, a viselkedési formáktól függ, e tekintetben véve mindegy, hogy a légiközlekedés milyen ágazatáról beszélünk. Következőkben a repülőmérnöki tevékenység tervező-gyártó oldaláról mutatom be a már említett rendszerben azt, hogy mint objektív tényezők, miként befolyásolják a könnyű és ultrakönnyű repülőgépek repülésbiztonsági rendszerét. Az elmúlt években szerzett konstruktőri tapasztalatom az, hogy a két legfontosabb tervezői-kivitelezői rendszer elem, amely közvetlen hatással van a repülésbiztonságra az általam vizsgált légi jármű kategóriában; egyfelől az ergonomikus ember-gép munkakörnyezet, más felől pedig a típusnak, mint minősített légi járműnek a rendeltetés és előírás szerinti használata. Konstruktőri szempontból az ember-gép környezet vonatkozásában a következő ergonómiai szempontokra kell figyelemmel lenni: 23


- pilótafülke és ülés pozíciók kialakítása, - pilótafülke műszerfalának elrendezése az ember-gép környezet rendszerben, különös tekintettel a pilóták információ észlelésére és feldolgozásra, a látótér kialakítására, - a műszerfal megvilágítása különböző értékek mellett, az esetleges hosszú távú éjszakai repülések végrehajtására, - a kijelzők, műszerek, kapcsolók, karok kialakítása, méreteik és elhelyezkedéseik, - repülési idő előrehaladásával a pilótafülke környezete miként hat a fáradtságra, stressz tényezők kialakulása, - a fülke térbeli elrendezése mennyire támogatja a személyzet és az utasok menekülési lehetőségét, fedélzeti evakuálás esetén, - dekoráció és színek hatása a fedélzeten a vesztibuláris és vizuális térhatásra, - a pilótafülke hang és rezonancia terhelésének vizsgálata a motortér elhelyezésének vonatkozásában, mely talán a legfontosabb szempont. A rendeltetés és előírás szerinti használatnak lényeges része, hogy a repülőgép abban az időjárási környezetben repüljön csak, amelyre alkalmas és minősített. Repülőgép tervezés során a repülőgépet mindig egy adott célnak megfelelően optimalizáljuk, kompromisszumok kialakításával és az alkalmazásával kapcsolatban is. A következő példát ezzel összefüggésben nem az általam elemzett légi jármű kategóriából választottam, de munkám előkészítő fázisa során érdekesnek véltem. Több konstruktőri elvi szempontból fontos és tanulságos 1988. április 28-án az Aloha Airlines Boeing 737-200-as típusú repülőgépével történt szerencsés kimenetelűnek mondható baleset. Röviddel a felszállás után a repülőgép első törzs szektorának felső borító elemei a levegőben egy robbanást követően elszálltak, a személyzet sikeres kényszerleszállást hajtott végre, az 1.6 ábrán bemutatott repülőgéppel. Az NTSB22 által végzett vizsgálatokat követően megállapították, hogy kifáradás okozta a balesetet, melyet egy alapos feszültség analízis vizsgálat mutatott ki. Epoxi alapú ragasztó anyagot használtak a felső alumínium panelek összeillesztéséhez, de a víz be tudott szivárogni az illesztési réseken és ez korróziós folyamatot indított el. A baleset oka egyértelműen anyagkifáradás volt, melyet a korróziós folyamatok okozta hajszálrepedések indítottak el [8]. Ekkor derült ki az is, hogy a repülőgéppel jóval több fel- és leszállást végeztek, mint amit az valójában elbírt volna. A mérnökök számára világossá vált, hogy a túlnyomásos kabin esetén a kifáradást leginkább a nyomás növekedés-csökkenés okozta alternáló ciklusszám határozza meg leginkább, nem is a teljesített repült óra száma. Ez az eset konstruktőri szempontból azért nagyon fontos, mert azt

22

NTSB jelentése National Transporatation Safety Board, az USA repülésbiztonsági szervezete 24


bizonyítja, hogy a tervezéssel párhuzamosan legfontosabb szerkezeti elemek esetén károsodási vizsgálatot is végre kell hajtani, amikor úgy vizsgáljuk a szerkezetet, hogy abban repedés, mint hiba van jelen.

1.6 ábra – A repülőgép a kényszerleszállást követően. (forrás: saját archívum)

Az eset tanulságát figyelembe véve véleményem szerint a könnyű és ultrakönnyű repülőgépek tervezésénél a következőben bemutatásra kerülő folyamatokat (1.3.-tól 1.6.-ig táblázatok) célszerű követni annak érdekében, hogy a repülésbiztonsági kockázatra befolyással levő objektív hatások tervezői-gyártási tényezők hibaszázalékait minimalizáljuk. Az 1.3. táblázattól kezdve az 1.6. táblázattal bezárólag saját konstruktőri tervezői tevékenységem során az általam alkalmazott legfőbb szakaszokat mutatom be, egy magassági kormánylap példáján keresztül, hogyan történik a tervezés (gyártás) és azzal kapcsolatos bevizsgálás. A táblázatokban bemutatott tervezési iteráció végrehajtásával véleményem az, hogy a repülésbiztonságra vonatkozó objektív tervezői folyamat hibaszázalékai jelentősen csökkenthetők. Továbbiakban a könnyű és ultrakönnyű repülőgépek fedélzeti rendszereivel foglalkozom, elemzem, hogy azok milyen hatással vannak a repülésbiztonság kérdéseire. Az informatikai rendszerek korszerű megjelenésével átalakult a fedélzeti berendezések felszereltségének színvonala, ezek kedvezően hatnak a repülésbiztonság növekedésére a könnyű és ultrakönnyű repülőgépek

esetében

is.

Ma

már

egyre

ritkábban

találunk

ún.

hagyományos

műszerezettséggel felszerelt repülőgépet, kihasználva a modern számítástechnika által nyújtotta lehetőségeket, az integrált fedélzeti rendszerek alkalmazása dominál.

25


Tervezési folyamat példája magassági kormánylap esetén / I Részfolyamat 1. Geometriai előtervezés és áramlástani vizsgálat

Feladatok és célok

Az aerodinamikai felületek előtervezését követően áramlástani vizsgálattal meghatározzuk a referencia bemeneti paramétereket, így ismerté válnak a szerkezet egyes elemeit terhelő légerők nagyságai.

2. Terhelési modell felállítása Az alkalmazott tervezői előírás rendszer követelményeit figyelembe véve az adott biztonsági tényezőkkel meghatározzuk a terhelési modelleket, melyeket a szilárdsági számításokban kell alkalmazni, maximális üzemi és törő terhelések.

1.3 táblázat – Tervezési folyamat, példa elem magassági kormánylap.

Az 1.7. ábrán a Kit Fox nevű ultrakönnyű repülőgép egyik 1993-ban gyártott széria modell változatának műszerfalát láthatjuk. Az 1.8 ábra a repülőgép 2011-ben sorozatgyártásban készülő modellje.

1.7 ábra – Kit Fox UL repülőgép 1993-ban gyártott modell hagyományos műszerfal kialakítással. (forrás: saját archívum)

26


Tervezési folyamat példája magassági kormánylap esetén / II Részfolyamat


3. Szerkezeti tervezés és szimulációs végeselem vizsgálat A szerkezeti tervezéssel együtt a terhelési modellekből származó bemeneti erőparamétereket alkalmazva elvégezzük a szimulációs szilárdsági vizsgálatot. Megállapítjuk a szerkezet gyenge pontjait és kritikus keresztmetszeteit. Az eredmények tükrében változtathatunk, ha szükséges a szerkezeti kialakításon. Ezek lehetnek statikai és dinamikai fárasztó vizsgálatok is.

4. A szilárdsági számításokban használt anyagok mechanikai paramétereinek ellenőrzései

A szilárdsági analízisekben kapott eredményeket az alkalmazott anyagok mechanikai szilárdsági jellemzőihez vonatkoztatva vizsgáljuk meg. Ismernünk kell az anyagok szakító-, hajlító-, nyomó- és nyírószilárdságait.

5. Korrekciós vizsgálat

 meg 

Ha ismert az anyag mechanikai jellemzője, akkor tudjuk az alkalmazható határ feszültségeket és a számított feszültségekből meghatározhatjuk a biztonsági tényezők nagyságát.

 hat n

1.4 táblázat – Szilárdsági méretezés, példa elem magassági kormánylap.

27


Tervezési folyamat példája magassági kormánylap esetén / III Részfolyamat


6. Ellenőrzés és károsodás analízis vizsgálat Az eddigi számítások ellenőrzése és a károsodás analízisek, feltételezünk a szerkezetben hibát és úgy nézzük a teherbíró képességet.

7. A földi szilárdsági bevizsgálás megtervezése és előkészítése

Olyan szerkezetet kell tervezni és építeni, ahol a lehető legpontosabb modellezési környezetben meg tudjuk vizsgálni földi körülmények között a tervezett és legyártott elemek szilárdsági megfelelőségét.

1.5 táblázat – Szilárdsági bevizsgálás előkészítése és korrekciós hiba analízisek, példa elem magassági kormánylap.

1.8 ábra – Kit Fox UL repülőgép 2011-ben gyártott modell integrált műszerfal kialakítással. (forrás: saját archívum)

28


Tervezési folyamat példája magassági kormánylap esetén / IV Részfolyamat


8. Földi szilárdsági bevizsgálás

Földi körülmények között ellenőrizni kell, hogy a szerkezeti elemek az előírt üzemi és törő terhelési értékeknek megfelelnek-e. Ha szükséges további dinamikai és flatter rezonancia tesztek végrehajtása, akkor azokat is el kell végezni.

9. Szilárdsági ellenőrző berepülések Szilárdsági berepülések során ellenőrizni kell a szerkezet teherbíró képességét, flatter mentességét és merevségi megfelelőségét. Berepülések során célszerű nyúlásmérő bélyegek és gyorsulásmérő szenzorok alkalmazása. Így a valós terhelési esetek a tervezésnél számítottakkal összevethetők.

1.6 táblázat – Szilárdsági bevizsgálás és a berepülések végrehajtása.

A pilóta előtt található integrált kijelző képes digitális formátumban megjeleníteni és feldolgozni az EFIS23, EMS24 és NAV25 adatokat. Ennek előnye, hogy az információk egy fokuszált központi helyen jelennek meg a személyzet előtt. A NAV modul összekapcsolható a repülést támogató GPS26 rendszerrel, melynek segítségével nyomon követhető ismeretlen helyen is az aktuális légtérszerkezet, így elkerülhetővé válik korlátozott, tiltott légterek keresztezése, melyre a rendszer automatikusan figyelmeztet is. Az EFIS és EMS modulok tároló interfészeibe a gyártók a repülőgép üzemeltetési utasításaiban meghatározott korlátozások és vészhelyzetek paramétereit tárolhatják, mint üzemeltetési határértékeket. Ezek meghaladása esetén a rendszer, figyelmeztető üzeneteket küld, sőt automatikusan be is avatkozhat, ha úgy döntünk. Természetesen ezek a fedélzeti rendszerek nem helyettesítik a 23

EFIS jelentése Electronic Flight Instrument System, a repülést ellenőrző adatok elektronikus műszeren történő megjelenítése 24 EMS jelentése Engine Monitoring System, repülés során a motor ellenőrző adatok elektronikus műszeren történő megjelenítése 25 NAV jelentése navigation vagyis a navigációhoz szükséges információk 26 GPS jelentése Global Positioning System, globális helymeghatározó rendszer 29


pilóta megfelelő felkészültségét, de emelt szinten támogatják a repülések biztonságos végrehajtását, például eltévedés esetén a navigáció gyors visszaállítása, vagy ismeretlen terep fölötti repülésnél a talajfelszín legmagasabb pontjainak megjelenítése hasznos információk. A fedélzeti műszer és GPS integráció lehetővé teszi ma már, hogy ultrakönnyű repülőgépekbe is automatizált robot rendszerek kerüljenek beépítésre. Ezen megoldások a hosszú távú útvonalrepülések során nyújtanak segítséget a pilótának, mert ahogyan azt említettem, napjaink ultrakönnyű repülőgépeivel folyamatosan módunkban áll akár 3-4 órát is repülni. A kereskedelmi repülésben évtizedek óta követelmény az automatikus repülést biztosító környezet kialakítása, ahol ma a pilóta, mint ellenőrző szerepkörben van jelen, nem, mint a repülést manuálisan végrehajtó személy. Az ultrakönnyű repülőgépekbe beépítésre kerülő automatikus repülést végrehajtó támogató rendszerek leginkább a magasság és a bedöntés iránytartást képesek vezérelni, de bizonyos esetekben a motor teljesítmény manuális vezérlését is átvehetik a pilótától. A rendszerek működésének alapja egy központi egység, amely a repülőgép repülési állapotát dolgozza fel, rövidített neve ADAHRS, angol megfelelője „Air Data Attitude and Heading Reference System”, magyarul a levegőben a térbeli pozíció és mozgás irány referencia elemek. Az 1.9. ábrán látható milyen értékeket kell mérni azért, hogy az automatikus vezérlés feldolgozáshoz elegendő információkkal rendelkezzünk. Ezek a repülőgép sebessége, magassága, függőleges mozgás intenzitásának változása, állásszöge, dőlésszöge, csúszásszöge, haladási iránya és pozíciója.

1.9 ábra: ADAHRS rendszerhez szükséges bemeneti paraméterek. (forrás: saját szerkesztésű ábra)

Ha az említett repülési adatokat értelmezni tudjuk, akkor ezekhez hozzárendelhetők a magasság, irány és sebesség automatikusan általunk beállított értékei, természetesen valamilyen érzékenységi tartományon belül, melyet a levegőben tartani kívánunk. A vezérlő 30


rendszer a mért bemeneti információkból, digitális jelekké átalakítva őket, az ultrakönnyű repülőgép kormányvezérlő mechanizmusaihoz szerelt szervókra továbbadva legtöbbször egy elektronikus konverterbe érkeznek, ahol a korrekciós utasítások egy mechanikus áttételen keresztül vezérlik például a kormányelemek mozgatásához szükséges egyik himbát, az 1.10. ábra szerint.

1.10 ábra – Egyszerű automata végrehajtó egység ultrakönnyű repülőgéphez. (forrás: saját szerkesztésű ábra Corvus Aircraft Kft archívumból) (Az ábrán található angol nyelvű kifejezések magyar megfelelői: electrical converter – elektronikus átalakító, lever arm – mozgató kar, hinge – himba, ribs – bordák, servo – szervo rendszer, mechanical input into electrical equipment – mechanikus ki- és bemenet az elektronikai egységbe)

A bemutatott automatikus repülésvezérlő rendszer beépítését volt lehetőségem kollégáimmal elvégezni az egyik Corvus Phantom repülőgépbe. A repülési teszteredmények azt mutatták, hogy a robot rendszer tökéletesen tartotta a kiválasztott magasságot, irányt és sebességet, emellett, ha módosítottuk a magasság és irányszög értékeket az EFIS és GPS rendszereken, az automatika azonnal tudta követni azt.

I.3

KÖNNYŰ

ÉS

ULTRAKÖNNYŰ

REPÜLŐGÉPEK

ALKALMAZÁSA

NAPJAINKBAN

ÉS

TÁRSADALMI SZEREPÜK

GA repülésben résztvevő légi járművek szerkezetileg, technológiailag és műszerezettség tekintetében az elmúlt 10-15 esztendő során nagyon sokat fejlődtek és ma már elérik a légi transzportot végző kereskedelmi forgalomban üzemelő repülőgépek technikai színvonalát, úgy látom, hogy az ICAO 1984-ben megfogalmazott álláspontja ma is igaz: “General aviation embraces a very wide range of aircraft types, crew qualifications and operating environments. It includes the growing areas of corporate or business flying, often

31


operating sophisticated aeroplanes, helicopters flown by professional pilots, through nonprofessional pilots who only fly occasionally for pleasure. In addition, general aviation operators often share facilities such as aerodromes, air traffic services, etc. with airline operators. This mixing of operations with differing requirements and performance standards may introduce hazards.[9]” A leírtak magyar megfelelőjének lényegi értelme az, hogy a közfogalmon kívüli kisgépes repülés széles skálán mozog tekintve a repülőgép típusokat, a személyzet képességét és az üzemeltetési környezetet. Ez magában foglalja és növekedést mutat az üzleti magán repüléseket tekintve, fejlettebb repülőgépekkel, helikopterekkel, melyekkel vagy professzionális pilóták dolgoznak, illetve, akik kedvtelésből repülnek. A kisgépes repülés résztvevői gyakran megosztva kell használják a repülőtereket, légiforgalmi szolgálatokat, légtereket közösen a kereskedelmi forgalomban résztvevő légitársaságokkal. Ez a „keveredés” mindenkitől más-más követelményeket és teljesítménynormákat igényel, melyek kockázatosak lehetnek. A XXI. században a GA szektorban folyamatos növekedés várható, a jövőben megjelenő légi járművek folyamatos technológiai fejlődést fognak mutatni mind szerkezeti, meghajtás és fedélzeti elektronika terén. A motorizáció berobbanása a közútforgalom után a levegőben is populáris rétegeket fog emelni, melyre ma még nem tudni, hogy milyen új repülésbiztonsági kockázati tényezők fognak megjelenni. Napjaink ultrakönnyű repülőgépei már alkalmasak a repülést tömegközpontúvá tenni, a repülőgépeket kisebb módosításokkal katonai kiképzőgépként használni. Egyes országokban már ma is ultrakönnyű repülőgépeken sajátítatják el a repülés alapjait a jövő vadászrepülő pilótái a gépek olcsó üzemeltetésének köszönhetően. Az első fejezet zárásaként az elmúlt évtizedekben elterjedt polgári és katonai kiképző repülőgépként alkalmazott Jak-52, Zlin-142, Cessna típusokat hasonlítom össze a Diamod Da-20 és Corvus Phantom CA-21 ultrakönnyű repülőgépekkel. A táblázatokban az adatok között megtalálhatók az üzemeltetési költségeket leginkább meghatározó üzemanyag fogyasztás, felhasználható üzemanyagtípus (MOGAS / AVGAS) és a biztonságot meghatározó BRS27 alkalmazhatóságára vonatkozó információk.

27

BRS jelentése ballastic recovery system, repülőgépbe szerelt ejtőernyő visszatérítő rendszer 32


1.7. táblázat – Típusok összehasonlításai, adatok I. 33


1.8. táblázat – Típusok összehasonlításai, adatok II. 34


1.9. táblázat – Típusok összehasonlításai, adatok III. 35


1.10. táblázat – Típusok összehasonlításai, adatok IV. 36


I.4

KÖVETKEZTETÉSEK

Disszertációm első fejezetét történelmi, szakirodalmi adatokra és saját tapasztalataimra építettem. Bemutattam és megállapítottam, továbbá tényszerű adatokkal igazoltam, hogy napjainkban gyártott könnyű és ultrakönnyű repülőgépek szerkezete, felépítése és alkalmazásainak köre is jelentősen megváltozott. Az anyagtudomány fejlődésének eredményei jelentik ma számunkra azt, hogy kedvező aerodinamikai alakzatú, nagy terhelhetőséggel rendelkező ultrakönnyű repülőgépek teljes szálerősítéses kompozit műanyag héjszerkezet

megoldásokkal

300

kg

üres

szerkezeti

tömegből

készíthetők

el.

Tömegcsökkentés mellett, a mozgatáshoz szükséges erőforrások (repülőgép motorok) kialakítása pedig lehetővé teszi a kedvező tüzelőanyag felhasználást és az üzemeltetési költségek jelentős mértékű csökkentését. A modern ultrakönnyű repülőgépek gyártásának önköltsége kb. 40.000 és 50.000 Euró. A repülőgépenkénti eladási ára gazdasági kérdés, mellyel nem foglalkozom. Az értékesítés lehetősége több tényező függvénye, pl. a cégvezetés politikája, a konkurencia, adott terület fizetőképes kereslete stb. Repülőgépek azonban egyre több ember számára lesznek elérhetők, arra lehet számítani, hogy darabonkénti áruk az élesedő versenykörnyezetben csökkenni fog, mely felhasználásukban növekedést fog jelenteni, civil és katonai alkalmazások tekintetében egyaránt. Ezekre a kihívásokra kell felkészülni, repülésbiztonsági kockázatait ma még nem ismerjük, de véleményem, hogy a légtérszerkezet leterheltsége jelentősen növekedni fog.

37

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik

II.

KÖNNYŰ,

ULTRAKÖNNYŰ

ELEMEINEK

REPÜLŐGÉPEK

SZERKEZETI

HEGESZTETT

TÖMEGCSÖKKENTÉSE,

VIRTUÁLIS SZILÁRDSÁGI VIZSGÁLATAIK II.1

BEVEZETÉS A HEGESZTETT TEHERVISELŐ SZERKEZETI ELEMEK VIZSGÁLATÁBA

Repülőgépek teherviselő elemeinek gyártása hegesztett elemekből még napjainkban is igen gyakori, egyszerűsége és olcsó kivitelezhetősége következtében. A technológia iparszintű alkalmazása a két világháború között terjedt el. Kezdetben gázhegesztés, vagy a hétköznapi életben használatos nevén lánghegesztés került alkalmazásra, de ma már ezt ritkábban használják, az egyre tökéletesebb villamos ívhegesztési módszerek kiszorították és technológiát felváltotta az AWI28 hegesztés. Hegesztett repülőgépelemek alkalmazása terén az egykori Szovjetunióban folytak átfogó kutatások és kísérletek, melynek eredményeként Tupoljev volt, aki először alkalmazta a villamos pont- és vonalhegesztést [10]. Hegesztett elemek lehetnek egyfelől komplett részszerkezeti egységek, például törzs, vezérsíkok, futóművek, vagy kisebb szerkezeti elemek himbák, bekötések, kormányrendszeri darabok. Hegesztett szerkezetek tervezése és vizsgálata során tapasztaltam, hogy a valóságban üzemelő alkatrészek elméleti modellezései a szilárdsági méretezések során nem kezelhetők egyszerűen

sem

numerikus sem

pedig

virtuális

munkakörnyezetben véges

elem

vizsgálatokkal. A hegesztés és a hegesztett kötés kialakulása leginkább technológiai kérdés és az egyik legrégebben vizsgált építési módszer abban a tekintetben, hogy a valóságban kialakuló kötés mechanikai jellemzők és a mérnöki számítások miként hozhatók a legjobban egymással párhuzamba. Az alapvető probléma abból adódik, hogy azt a repülőgép sárkány elemet, melyben hegesztett varrat található nem tekinthetjük homogén anyagszerkezeti formának, a varrat megjelenése inhomogenitást jelent. A numerikus szilárdsági számításokban legtöbbször a kiinduló geometriát homogénnek tekintjük és valamekkora biztonsági tényezővel vesszük figyelembe a gyártás során jelentkező technológiai bizonytalanságokat. Meggyőződésem, hogy ez így nem megfelelő, ezért kísérletekkel alátámasztva igazoltam, és kidolgoztam egy olyan eljárást, melyet a virtuális végeselem számításokban alkalmazva technológiai paramétereket is figyelembe vevő eredményeket kaphatunk. Mielőtt erre rátérek, meg kell ismernünk, hogy a hegesztett kötés kialakulása általában milyen technológiai folyamatoktól függ és a kötés kialakulásnak melyek a jellemzői. Alapvetően ezek fogják 28

AWI, argon védőgázas wolfrám elektródás villamos ívhegesztés 38


meghatározni a konstruktőri környezetben, hogy egy kötés szilárdsági méretezésekor milyen tényezőket kell figyelembe venni. Ezért, ha igazolható, hogy a valós mechanikai paraméterekkel

rendelkező

állapot

azonos

a

számításokban

kezelttel,

akkor

a

tömegcsökkentés vizsgálata során is hagyatkozhatunk a virtuális számításokban kapott eredményekre.

II.1.1 HEGESZTETT

KÖTÉS

VIZSGÁLATA

TECHNOLÓGIAI

ÉS

ANYAGSZERKEZETI

SZEMPONTOK SZERINT

Két elem hegesztése során a hő bevitel hatására eltérő szövetszerkezetű zónák fognak kialakulni a kötéstől távolodva, mert a felmelegedés nem egyenletes. Egy szénacél esetén a 2.1. ábrán látható módon fog alakulni a varrat melletti zóna, a hegesztés során elért egyes maximális hőmérsékletek függvényében [11].

2.1. ábra – Kis C tartalmú acél varrat melletti hőhatás övezete. (forrás: [11])

2.2. ábra – T-kötés egymásra merőleges csövek között. (forrás: önálló készítésű CAD modellből)

A tulajdonságbeli változás több tényezőtől is függ, mint például alapanyag, hozaganyag, lemezvastagság, hőn tartási idő, lehűlési idő, hőelvezetés módja, alkalmazott hegesztési eljárás, varratgeometria stb. Tekintsük a 2.2. ábrán látható két csőelemből kialakított T-kötést. A csövek külső átmérője Dk = 20 mm, belső átmérőjük Db = 16 mm, így falvastagságuk s = 2 mm, anyaguk 1.7218-as repülőiparban széleskörűen elterjedt króm-molibdén ötvözet. A két cső hegesztéséhez TIG29 technológiát alkalmazunk, a hegesztés termodinamikai folyamatának eredménye maga a varrat és az eltérő szövetszerkezetű hőhatás övezet, melynek kiterjedése és mechanikai tulajdonságai már az előzőekben technológiai paraméterektől függ. Mivel a 29

TIG az AWI hegesztés jelenti 39


tárgyalt acéltípus nagy szilárdságú, nemesíthető ötvözet, mely igen érzékeny a hegesztési paraméterek helyes megválasztására. A varrat és a hőhatás övezet mechanikai tulajdonságait meghatározó mikro szerkezetet a hő folyamatok során lezajló átalakulások alakítják ki, melyet technológiailag a lehűlési idővel tudunk elsősorban szabályozni. A 2.1. táblázatban az alapanyag legfontosabb tulajdonságait foglaltam össze, a 2.2. táblázatban pedig az ötvöző tartalmat tüntetem fel. Cső

16x1,5

20x2

25x2

20x1

Dim.

Rp0,2

799

622

648

557

N/mm2

Rm

839

691

750

696

N/mm2

HV

225

225

225

225

A5

21,6

25

24,1

18,7

%

KV

45

50

50

50

J

2.1. táblázat – 1.7218-as csövek főbb mechanikai jellemzői. (forrás: az értékeket műbizonylatok tartalmazzák, melyet a Tennant GmbH cég állított ki) C%

Mn %

Si %

S%

P%

Cr %

Mo %

Min

0,26

0,72

0,30

0,001

0,015

1,04

0,22

Max

0,30

0,90

1,12

0,25

2.2. táblázat – 1.7218-as ötvözet főbb ötvöző tartalma. (forrás: az értékeket műbizonylatok tartalmazzák, melyet a Tennant GmbH cég állított ki)

Az acélok jellemezhetők kritikus lehűlési idővel, mely tulajdonképpen a kritikus lehűlési sebességet jelenti. A lehűlési időt a hegesztés technikában T = 850°C-ról T = 500 °C-ig értelmezzük. A hűlési idő legkisebb értékét az acél hegesztése során a repedésérzékenységhez kell hozzárendelni. Ha a hegesztést követően ezt az értéket meghaladva hűtjük a szerkezetet, és az acél edzhető, tehát karbon tartalma több mint C = 0,2 % akkor rideg, edzett martenzites szövetszerkezetű kötést kaphatunk, melynek alakváltozó képessége nem megfelelő. Ezt el kell kerülni, mert ez a hidegrepedés kialakulásának egyik alapvető, de nem kizárólagos feltétele. A hőhatásövezet szívóssága és egyben alakváltozó képessége az acél ötvözésétől, a vegyi összetételtől függ. Kis hűlés idejű átalakulás során a hőhatásövezet szívósságát a karbon tartalom határozza meg, hogy mennyi martenzit tud kialakulni. A hőhatás övezet szilárdságát a hegesztést követő lehűléssel és a hegesztést megelőző előmelegítéssel lehet szabályozni. A 2.3. ábrán az 1.7218-as ötvözet különböző lehűlési görbéi láthatók, hogy adott hőmérsékletről bizonyos idő alatt hűtve mekkora keménységű és milyen szövetszerkezet állítható be. Az ábrán A – auszteintes, F – ferrites, P – perlites szövetszerkezeteket jelentenek.

40


2.3. ábra – 1.7218-as anyag lehűlési görbéi. (forrás: http://www.dew-stahl.com)

Az eltérő lehűlési viszonyok következtében a varrat és a hőhatás övezet különböző keménységű és szerkezetű lesz, melyek a mechanikai jellemzők eltérését fogják jelenteni. Véleményem szerint legfontosabb, hogy a technológiai paraméterek okozta mechanikai tulajdonságokat már a tervezés során vegyük figyelembe és a szilárdsági méretezéseket ennek megfelelően készítsük el, mert így nagy biztonsággal tudunk tömeg optimalizációt végezni. A témával kapcsolatos kutatásaim során számos szakirodalmat olvastam és a legtöbb ajánlásokat tesz arra, hogy hegesztett kötések esetén mekkora csökkentési és biztonsági tényezővel érdemes számolni. A repülőgépek tervezését szabályozó előírás rendszerek többsége is – helytelenül – ezt a logikát követi, például Samu Béla Repülőgépelemek című könyvében. Véleményem, hogy hegesztett alkatrészek szilárdsága esetén a konstruktőr nem hagyatkozhat általánosított empirikus jellemzőkre. Samu szerint tompán hegesztett szénacél kötés szakítószilárdságát a lágyított szénacél szilárdságával egyenlőnek vehetjük, króm-molibdén acél hegesztése estén a kötés szilárdságát elsősorban húzó igénybevétel esetén az alapanyag szakítószilárdságának 80%-ára kell tenni [12]. Az általam említett technológiai szempontok tekintetében a tapasztalati értékekre nem célszerű hagyatkozni, leginkább akkor nem, ha a cél szerkezeti tömegcsökkentés elérése. Kétségkívül Samu Béla 1951-ben közzétett tankönyve óta a technológia igen sokat fejlődött és ma már virtuális véges elem méretezési módszerekkel a varrat és a hőhatás övezet is vizsgálható konstrukciós tervezés során.

41


II.1.2 HEGESZTETT

KÖTÉS MODELLEZÉSE A VIRTUÁLIS KONSTRUKTŐRI KÖRNYEZETBEN

TECHNOLÓGIAI PARAMÉTEREK FIGYELEMBE VÉTELÉVEL

–

SAJÁT MÓDSZEREM

KIDOLGOZÁSA (RACER-FÉLE ELJÁRÁS)

Napjainkban legtöbb tervezés már CAE alapokon történik és CAD30-FEA31 alkalmazások segítségével végezhetünk különféle szilárdsági szimulációs vizsgálatokat. Az elmúlt évek során sikerült kidolgoznom egy olyan eljárást, melyben FEA tesztekbe a hegesztett kötés technológiai paramétereit is figyelembe tudjuk venni, melyet a SolidWorks Simulation rendszerre alapozva dolgoztam ki. Tekintsük a 2.2. ábrán látható egymásra merőlegesen Tkötéssel hegesztett szerkezetet. A 2.4. ábrán egy ilyen TIG hegesztéssel készült kötést mutatok be, ahol a varratot és a hőhatás övezetet emeltem ki. A csövek alapanyaga a már említett 1.7218-as acél ötvözet.

2.4. ábra – Hegesztett T-kötés varrat és hőhatás övezete. (forrás: saját készítésű fénykép általam hegesztve 2011. január hónapban)

Vizsgálataim során közel 80 ilyen és ehhez hasonló kötés kialakítást készítettem el részben magam, másfelől minősített hegesztő kolléga bevonásával. A darabokon megfigyeltem a hőhatás övezet terjedését és szerkezetét, azokat mikroszkópi töretképeken vizsgáltam. Példa erre a saját magam által készített felvétel (2.5. ábra), melyre alapozva elkészítettem a szükséges CAD modellen is a kiterjedt részeket, a 2.6. ábrán látható módon, ahol a zöld színnel jelölt terület a varratot, tehát magát a kötést, még a piros színnel jelölt terület a hőhatás övezetet jelöli. A 2.5. ábrán látható, hogy hőhatás övezetben megtörtént a zónára jellemző jellegzetes szemcsedurvulás.

30 31

CAD jelentése computer aided design, számítógéppel támogatott tervezés FEA jelentése finite element analyses, végeselem szerkezeti és szilárdsági vizsgálat 42


2.5. ábra – Varrat és hőhatás övezet 1.7218-as acél csövek hegesztése esetén, saját magam által készített felvétel, (2) joint, weldment section magát a varratot a kötést, a (1) heat affected zone section pedig a hőhatás övezetet jelenti, a felvétel 2011. februárban készült a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Anyagtudomány és Technológia Tanszékén. (forrás: saját készítésű fénykép)

2.6. ábra – Hegesztett T-kötés modellezési környezete. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

Valóságban eltérő mechanikai tulajdonsággal rendelkező egyes szerkezeti részek a virtuális tervezői környezetbe leképezhetők, melyet a CAD rendszerek többsége geometriailag egyben képes kezelni a szerkezet teljes keresztmetszetében. Emellett figyelembe tudjuk venni az inhomogenitást is úgy, hogy eltérő módon kezeljük az anyag mechanikai tulajdonságait. Így a szilárdsági méretezés során modellezési környezetben a valósághoz már egy nagyon közeli állapotot tudunk elemezni. Ehhez természetesen ismerni kell az egyes zónák mechanikai tulajdonságait. Erre legegyszerűbben a vizsgált területek keménységméréséből kaphatnunk információt, melyet a 2.7. ábrának megfelelően végeztem el több próbadarabon. Mint már említettem, a vizsgált ötvözet széleskörűen elterjedt a repülőiparban, minősített acélfajta. Magasabb karbon tartalma miatt hajlamos a beedződésre és az elhidegedésre. Az adott hőhatásövezet rész keménységének ismerete az alakváltozó képesség megítélésére nyújt tájékoztatást.

A

hőhatásövezet

repedésképződés

szempontjából

alakváltozása lényeges

közvetlenül

helyi

nem

alakváltozás

mérhető,

határozható

csak

a

meg.

A

hőhatásövezet repedés kinyílása és legnagyobb keménysége között a következő összefüggés áll fenn, mely számunkra a legfontosabb technológiai paraméter [13]:

 δ   cE  HV  886,8    10  R p0,2   

43

 0,29 (e.2.1)


Az egyes tagok a következőket jelentik: HV10 – keménység Vickers egységben, δcE – repedés kinyílás, Rp0,2 – folyáshatár. Összefüggés értelmében meghatározhatjuk az egyes anyag típusokra, hogy a hegesztési hő folyamat során, adott mértékű repedéshez mekkora keménység tartozik. Így a hegesztés során meghatározható a legnagyobb megengedhető keménység, mely nem más, mint az ötvözet legkisebb alakváltozó képessége. Valóságban a hegesztés során fellépő lehetséges repedést a hegesztőanyagtól és hegesztési eljárástól függő diffúzióképes hidrogéntartalom mennyisége befolyásolja. Hidrogén a szerkezet szemcsehatárain feltorlódik és feszíti a fémrácsot, mely a fémtani tulajdonságoktól repedés elinduláshoz vezethet a lehűlés során, ezért nevezzük ezt a folyamatot hidegrepedés képződésnek, mely a nemesíthető acéloknál jelentős probléma lehet. Technológiai szempontból tehát a diffúzióképes hidrogén tartalom, az ötvöző tartalom és a lehűlési idő figyelembe vételével határozzuk meg a kritikus keménység határértékét. Az ötvöző tartalom a hegesztés technikában a karbon egyenértékkel (C e vagy CEV szám) kerül meghatározásra, melynek önmagában matematikai jelentése van csak, technológiai nincs. Jelen vizsgált repülőipari 1.7218-as nemesíthető ötvözet karbon egyenértéke a következő:

Mn Cr  Mo  V Cu  Ni 0,90 1,12  0,25   [%]  0,30    0,724% 6 5 15 6 5 0,72 1,04  0,22  0,26    0,632% 6 5

C e max  C  C e min

(e.2.2) Technológiai szempontból a karbon egyenérték a kritikus lehűlés idő függvényében kialakuló keménység nagysága szerint nyer értelmezhetőséget. A 2.8. ábrán látható [14], hogy adott karbon egyenérték és lehűlési időhöz tatozó értékpárok mekkora keménységet fognak eredményezni, vagy másképpen adott keménység a két technológiai paramétert tekintve miként érhető el. Az említett főbb értékek mellett lényeges még a kötés geometriája, a hegesztendő darabok falvastagsága, és a hegesztési eljárás is. A tényezők együttese határozza meg azt, hogy a hegesztést megelőzően szükséges-e előmelegítést és azt követően utólagos hőkezelést alkalmazni. Az előmelegítés hatása azért kedvező, mert így csökkenthető a hűlési sebesség és el tudjuk érni, hogy növekedjen a hegesztési hőhatás övezet alakváltozó képessége. Az előmelegítés meghatározására rendelkezésre állnak különböző technológiai nomogramok, melyekben a már bemutatott tényezők együttes, egymásra gyakorolt hatása fogja megadni az előmelegítés hőmérsékletét. Általános tapasztalat, hogy ha a CEV értéke nagyobb, mint 0,4%, akkor előmelegítést kell végrehajtani, de ez sem mondható ki így ténylegesen mert kisebb s = 3 mm falvastagságokra ez nem igaz. 44


2.7. ábra – Zónák vizsgálata keménység méréssel. (forrás: saját készítésű fénykép

2.8. ábra – Karbon egyenérték, lehűlési idő és a keménység kapcsolata. (forrás: [14])

Az általam mért értékek átlagolásából a következőket tekintettem alkalmazható alapnak: -

keménység az alapanyag esetén 225 HV,

-

keménység a varratban 250 HV,

-

keménység a hőhatás övezetben 235 HV.

(A mérési eredményeim HRC-ben adódtak és azokat HV-re konverziós táblázat segítségével számoltam át.) A hegesztett kötéssel és egyben a hegesztőanyag-alapanyag rendszerrel szemben támasztott követelmények a következők: -

szilárdságra (szakítószilárdság, folyáshatár) vonatkozó kritérium esetén: бm hegesztőanyag > бm alapanyag vagyis бm varrat > бm hőhatásövezet ≥ бm munkadarab

-

nyúlásra vonatkozó kritérium esetén: Ahegesztőanyag > Aalapanyag vagyis Avarrat > Ahőhatásövezet

-

ütőmunkára vonatkozó kritérium esetén: KVhegesztőanyag < KValapanyag vagyis KVvarrat < KVhőhatásövezet

-

karbon tartalom: Chegesztőanyag [%] < Calapanyag [%]

Feltételezésem, hogy a 2.6. ábrán látható CAD modell szilárdsági méretezéshez az FEA rendszerben, olyan módon kerülhet analízisre, hogy a technológiai paramétereknél jelentkező keménységekből származó értékek, eredményezte mechanikai jellemzők az egyes határolt eltérő részekben külön-külön anyagi paraméterrel felruházhatók, a tervezés során kezelni tudjuk az inhomogenitás okozta mechanikai eltéréseket. Itt kell megjegyezni, hogy kiinduló 45


hipotézisem vizsgálatát csak olyan CAD-FEA rendszerben lehetséges alkalmazni, mely a teljes geometriát egységben képes kezelni, és az eltérő mechanikai tulajdonságú részeket megosztva van mód arra, hogy a technológia jelentette anyagszerkezeti eltérések külön-külön elhatárolhatóak legyenek. Solidworks rendszerben a multybody32 és vagy a splitsurface33 funkciók alkalmazása ad lehetőséget erre. Így a kötést a valóságnak megfelelő technológia eredményezte igen hasonló állapotban vizsgálhatjuk, hiszen a mért keménységek ismeretében a szakítószilárdság értékei matematikai úton számíthatók, melyből az analízisek alapjait meghatározó mechanikai jellemzők adódnak. Az eljárás korlátja, hogy a szemcseszerkezet a 2.5. ábrának megfelelően nem modellezhető, erre a CAD rendszerek egyáltalán nem alkalmasak. Az általam vizsgált próbadarabok mechanikai értékeit a 2.3-as számú táblázatban összegzem. Lokalizáció a varratban

Keménység HV

Szakítószilárdság Rm [N/mm2]

Alapanyag

225

700

Hőhatásövezet

235

740

Varrat

250

800

2.3. táblázat – Mechanikai paraméterek kapcsolata.

II.2

MECHANIKAI VIZSGÁLATOK HEGESZTETT PRÓBADARABOKON ÉS A TECHNOLÓGIAI PARAMÉTEREK

FIGYELEMBEVÉTELÉVEL

VIZSGÁLT

VIRTUÁLIS

VÉGESELEM

MODELLEK

A 2.9. és 2.10. ábrán bemutatott próbadarabokat a technológiai paraméterekkel meghatározott SolidWorks Simulation rendszerben, és szakítóvizsgálattal is elemeztem, a mért adatokat összehasonlítottam. A hegesztés technológia főbb paraméterei a következők voltak a próbadarabok készítésénél: Bővebben lásd a mellékletben található kidolgozott WPS-eket (Mkt-01 és 02) 1. Alapanyag:

1.7218 (25CrMo4)

2. Hozaganyag:

1.7734.2 (15CD V6) d = 1,2 és 2 mm pálca

3. Geometria:

cső 20x1 mm és 16x1,25 mm

4. Kötések:

sarokvarratos

T

és

tompa,

60°-ban

él

előkészített 32

multybody funkció alkalmazásával a SolidWorks rendszerben egy alkatrészen belül több önálló részegység alakítható ki, így például két önálló elem között meg tudunk adni hegesztési varratokat 33 splitsurface funkció alkalmazásával a SolidWorks rendszeren belül elhatárolhatunk alkatrészeken belül felületeket, így ezek akár eltérő anyagszerkezeti tulajdonságokkal definiálhatók 46


5. Eljárás:

141-es AWI impulzus technika

6. Előmelegítés:

T = 150…200°C-ra

7. Utólagos hőkezelés:

nincs

8. Védőgáz:

argon 4.6

9. Öblítés:

igen, argon 4.6

2.9. ábra – T-kötés egymásra merőleges csövek között, cső 20x1 mm. (forrás: saját készítésű CAD modell)

2.10. ábra – Tompa varratos kötés csövek között, cső 16x1,25 mm-es. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Az alkalmazott hozaganyag főbb mechanikai jellemzői és vegyi összetétele a következő a 2.4. és 2.5. táblázatok szerint: C%

Mn %

Si %

S%

P%

Cr %

Mo %

V%

Min

0,14

0,75

0,14

0,001

0,008

1,35

0,76

0,22

Max

0,16

0,91

1,40

0,81

0,24

2.4. táblázat – 1.7734.2 hegesztőanyag vegyi összetétele. (forrás: az értékeket a Tennant GmbH cég által kiállított műbizonylat tartalmazza) 1.7734.2

Pálca 1.2 Pálca 2.0

Dim.

mm

mm

Rp0,2

800

800

N/mm2

Rm

980

980

N/mm2

HV

240

240

A5

25

25

%

KV

-

-

J

2.5. táblázat – 1.7734.2 hegesztőanyag mechanikai jellemzői. (forrás: az értékeket a Tennant GmbH cég által kiállított műbizonylat tartalmazza)

47


A 2.9. ábrának megfelelő virtuális FEA vizsgálatok bemeneti paramétereihez, a terhelőerő, nagyságát az alapanyag 20x1-es cső szakítószilárdságából határozom meg:

-

alapanyagra:

σ

m

 700N/mm 2 

F F F    F  41762 N A (20 2  18 2 )  π/4 59,66 mm 2 (e.2.3)

-

varratra: a varrat terhelt keresztmetszete, A  D    s  20    1  62,8mm2 (e.2.4)

σ

m

 800N/mm 2 

F F   F  50240 N A 62,8 mm 2

(e.2.5)

A virtuális vizsgálatokban az eltérő mechanikai tulajdonságú részek a varrat, hőhatásövezet és az alapanyag külön-külön lettek megadva. A két csődarab határ átmenetén a varrat keresztmetszet szintén definiálásra került. A véges elem háló esetén, mivel vékony falvastagságú csövek vizsgálatára került sor, ún. shell hálózást használtam, melyre a következő a jellemző: “Shell elements are 2D elements capable of resisting membrane and bending loads. For structural studies, each node in shell elements has six degrees of freedom; three translations and three rotations. The translational degrees of freedom are motions in the global X, Y, and Z directions. The rotational degrees of freedom are rotations about the global X, Y, and Z axes. [15]” Leírtak szerint a 2 dimenziós héj elemekre membrán és hajlító terheléseket lehet használni. Szerkezeti vizsgálatokban a csomópontoknak három forgás irányú, és három tengely irányú elmozdulás szabadságfoka van. A megfogási és terhelési paramétereket a 2.11. ábrán mutatom be, mely a 2.9. ábrán bemutatott modellre érvényes. Virtuális analízisben a geometriának a megfogási és terhelési kényszerei azonosan kerültek megadásra, mint ahogyan azt a valóságban a szakítógépbe helyeztem, a T-kötés vízszintes szára a varrat hőhatás övezetének széléig rögzített, a függőleges szár, csak húzóirányú axiális elmozdulásra képes, így a varratot hajlító nyomaték nem terheli, csak tisztán tengely irányú erő lép fel. A terhelőerő nagysága a számított F = 41.762 N volt. A 2.12. ábrán levő grafikonon tüntetem fel a varrat középvonalától kifelé haladva a hőhatásövezet széléig mutatom be a SolidWorks Simulation által számított eredményeket.

48


2.11. ábra – A végeselem vizsgálatok bemeneti paraméterei. (forrás: saját szerkesztésű ábra együttes a SolidWorks CAE rendszerből) A felíratok magyar megfelelői: (1) in axial direction movement is free – tengely irányban az elmozdulás szabad, (2) fix support – rögzített megfogás, (3) tensile force distributes on the tubes total – a húzóerő megoszlása a csöveken összesen, (4) surface mesh model –felületi héj modell, (5) define the double size filets weld edge connectors – dupla élösszekötés kényszer meghatározása, (6) weld sizing – varrat méretei, (6) electrode – elektróda, (6) custom steel – felhasználói acél, (6) weld strength – varrat feszültség határ, (6) estimated weld size – számított varrat méret.

A hegesztett kötés technológiailag azonos FEA vizsgálata szerint, ha a valóságban, annak megfelelő varrat készül el, akkor a kötéstől távolodva l = 5…10 mm-re kell, hogy bekövetkezzen a szakadási tönkremenetel, a hőhatásövezeten belül, valahol ~ 40.000N számítások szerint. A valóságban számos kötést vizsgáltam önállóan is és vizsgáltattam több kolléga bevonásával. A következő táblázatokban az Mkt-01-es mellékletben található hegesztés technológiának megfelelően elkészült 9 darabos labor sorozat eredményét teszem közzé, melyet Dr. Palotás Béla úrral a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem docensével közösen vizsgáltunk.

49


Hőkezelés

Hegesztő anyag

Általános információk

2.12. ábra – Varrat középvonalától a hőhatásövezet széléig számított feszültségek nagysága, a feszültség értékek Mises-féle méretezési eljárás szerint MPa értékben értenők, a node az egyes csomópontokat jelenti. Heg. Teszt száma Teszt céja Alapanyag Geometria Kötés típus Hegesztés típusa Eljárás Neve Mérete Specifikáció Gyártó Védőgáz Volfrám típusa Volfrám átmérő Előmelegítés Rétegközi hőmérséklet Utóhőkezelés

20x1_TIG_FEA-01/9 2009.01.20 Dátum Kötés vizsgálat, szakítással T-csatlakozás 25CrMo4 (1.7218) PF Pozíció Cső, Dk = 20 mm, t = 1 mm T-átkötés Ömlesztő eljárás TIG – AWI 141 Kód 15CDV6 (1.7734.2) D = 1,2 mm Pálca, ötvözött kivitelben Tennant Metal GmbH Argon 4.6, az öblítéshez is ez kerül alkalmazásra WT_20 Áramlás 8-10 L / min Fej D = 2,4 mm D = 8 mm mérete igen, 150-200 °C közé essen N/A N/A

Idő

N/A

Mód

N/A

2.6. táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat technológiai bemeneti adatok.

2.9. táblázatban a virtuális véges elem analízisek és a valóságban mért eredményeket hasonlítom össze. Megállapítottam, hogy az általam használt és kidogozott technológiai paramétereket is figyelembe vevő virtuális szilárdsági FEA vizsgálat és az előzőekben bemutatott 9 próbatest mintavételi valóságos hegesztett T-kötésű csőidomok feszültség vizsgálatai 1%-tól 10%-ig terjedően mutatnak eltérést, az FEA vizsgálat helyességére átlagosan 5%-os hiba toleranciával hagyatkozhatunk. Az általam vizsgált legmagasabb mintavételezési szám 36 darabos T-kötésű próbatest széria volt. Megállapításom, hogy amit az imént bemutatott 9 darabos egység esetén tapasztaltam, 5%-os eltéréssel kapunk megfelelő eredményt az FEA rendszerben a gyakorlatban alkalmazható, közel azonos volt a magasabb mintavételezési összehasonlításnál is. A 2.10. ábrának megfelelően kialakított tompa kötés 50


technológiai FEA vizsgálatát és valós szakítópróbáit is elvégeztem. T-kötés geometriáján keresztül bemutatott elvi módszert alkalmaztam a virtuális vizsgálatban.

PRÓBATEST

Vizsgált darabok és eredmények

Jelölés, azonosítás

szám, Méret (mm) Felület (m2) D külső Falv.

Szakítási erő (n)

Szilárdság (Mpa)

Szakadás helye

20x1-01_corvus

20

1

59,66

39400

660

hőzóna

20x1-02_corvus

20

1

59,66

40800

684

hőzóna

20x1-03_corvus

20

1

59,66

37400

627

hőzóna

20x1-04_corvus

20

1

59,66

38000

637

hőzóna

20x1-05_corvus

20

1

59,66

37800

634

hőzóna

20x1-06_corvus

20

1

59,66

40000

670

hőzóna

Megjegyzés, fotó, egyéb információ

Megjegyzés:

2.7. táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat eredményei. (forrás: adatok és fénykép Dr. Palotás Béla BME MTAT, vizsgálat a Corvus Aircraft Kft részére)

51



PRÓBATEST szám, Méret (mm) Felület (m2) D külső Falv.


Szilárdság (Mpa)

Szakadás helye

2-pont jelű – 1

20

1

59,66

41000

687

hőzóna

2-pont jelű – 2

20

1

59,66

40000

670

alapanyag

2-pont jelű – 3

20

1

59,66

37000

620

hőzóna

Megjegyzés: 2-es kicsúszott befogóból



a

2.8. táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat eredményei. (forrás: adatok és fénykép Dr. Palotás Béla BME MTAT, vizsgálat a Corvus Aircraft Kft részére)

Hegesztés során az alapanyag, hegesztőanyag, kötésmód eljárás ugyanaz volt. Lényeges különbség viszont, hogy nem alkalmaztam előmelegítést, mert a cső kiinduló mérete kisebb volt. A következőkben egy 6 darabos labor sorozat eredményeit mutatom be a 2.10. táblázatban a technológiai bemeneti értékek, a 2.11. táblázatban a szakítóvizsgálat eredményei kerültek feltüntetésre. Végül a 2.12. táblázatban a technológiai FEA analízis és a szakítóvizsgálatok eredményei kerültek feldolgozásra. A 2.9. ábrának megfelelő virtuális FEA vizsgálatok bemeneti paramétereihez, a terhelőerő nagyságát az alapanyag 20x1-es cső szakítószilárdságából határozom meg: -

alapanyagra:

σ -

m

 840N/mm 2 

F F F    F  48636 N A (16 2  13,5 2 )  π/4 57,9 mm 2

(e.2.6)

varratra:

a varrat terhelt keresztmetszete, A  D    s  16    1,25  62,8mm2

σ

m

 900N/mm 2 

F F   F  56520 N A 62,8 mm 2 52

(e.2.7) (e.2.8)

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik Próbatest száma

Szilárdság MPa

FEA eredmény MPa

Eltérés %

Max feszültség helye

20x1-01_corvus

660

690

4,35

hőzóna, azonos

20x1-02_corvus

684

690

0,87

hőzóna, azonos

20x1-03_corvus

627

690

9,13

hőzóna, azonos

20x1-04_corvus

637

690

7,68

hőzóna, azonos

20x1-05_corvus

634

690

8,12

hőzóna, azonos

20x1-06_corvus

670

690

2,90

hőzóna, azonos

2-pont jelű-1

687

690

0,43

hőzóna, azonos

2-pont jelű-2

670

690

2,90

alapanyag, azonos

2-pont jelű-3

620

690

10,14

hőzóna, azonos

nem

Hőkezelés

Hegesztő anyag

Általános információk

2.9. táblázat – A szakító vizsgálatok és a technológiai paraméterekkel kiegészített FEA vizsgálatok összehasonlító eredményei T-kötés esetén. Heg. Teszt száma Teszt céja Alapanyag Geometria Kötés típus Hegesztés típusa Eljárás Neve Mérete Specifikáció Gyártó Védőgáz Volfrám típusa Volfrám átmérő Előmelegítés Rétegközi hőmérséklet Utóhőkezelés

16x1,25_TIG_FEA-02/6 2011.04.27. Dátum Kötés vizsgálat, szakítással tompa illesztés 25CrMo4 (1.7218) PF Pozíció Cső, Dk = 16 mm, t = 1,25 mm tompaillesztés Ömlesztő eljárás TIG – AWI 141 Kód 15CDV6 (1.7734.2) D = 1,2 mm Pálca, ötvözött kivitelben Tennant Metal GmbH Argon 4.6, az öblítéshez is ez kerül alkalmazásra WT_20 Áramlás 8-10 L / min Fej D = 2,4 mm D = 8 mm mérete nem N/A N/A

Idő

N/A

Mód

N/A

2.10. táblázat – Tompakötés szakítás vizsgálat technológiai bemeneti adtok.

53

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik PRÓBATEST



szám, Méret (mm) Felület (m2) D külső Falv.


Szilárdság (Mpa)

Szakadás helye

1/A

16

1,25

57,9

45600

788

hőzóna

1/B

16

1,25

57,9

45200

781

hőzóna

1/C

16

1,25

57,9

45100

779

hőzóna

1/D

16

1,25

57,9

44300

765

hőzóna

1/E

16

1,25

57,9

44900

775

hőzóna

1/F

16

1,25

57,9

45900

793

hőzóna


Megjegyzés:

2.11. táblázat – Tompakötés szakítás vizsgálat eredményei. (forrás: saját készítésű fotó és vizsgálat 2011. április hónapban a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetemen, MTAT intézet)

Próbatest száma

Szilárdság MPa

FEA eredmény MPa

Eltérés %

Max feszültség helye

1/A

788

795

0,94

hőzóna, azonos

1/B

781

795

1,80

hőzóna, azonos

1/C

779

795

2,02

hőzóna, azonos

1/D

765

795

3,76

hőzóna, azonos

1/E

775

795

2,46

hőzóna, azonos

1/F

793

795

0,28

hőzóna, azonos

2.12. táblázat – A szakító vizsgálatok és a technológiai paraméterekkel kiegészített FEA vizsgálatok összehasonlító eredményei tompakötés esetén.

54


2.12. táblázatban a virtuális véges elem analízisek és a valóságban mért eredményeket hasonlítottam össze, ismét azonos módon, ahogy tettem azt a T-kötés esetén. Megállapítottam, hogy az általam használt és kidogozott technológiai paramétereket is figyelembe vevő virtuális szilárdsági FEA vizsgálat és az imént bemutatott 6 próbatest mintavételi valóságos hegesztett tompakötésű csőidomok feszültség vizsgálatai 0,25%-tól 3,75%-ig terjedően mutatnak eltérést, az FEA vizsgálat helyességére átlagosan 2%-os hiba toleranciával

hagyatkozhatunk.

A legmagasabb mintavételezési

szám,

24 darabos

tompakötésű próbatest széria volt, azt tapasztaltam, hogy amit az imént bemutatott 6 darabos egység esetén is, 2%-os eltéréssel kapunk megfelelő eredményt az FEA rendszerben, a gyakorlatban alkalmazható, a magasabb mintavételi számból számított eredmény 1,6%-ot mutatott. Az általam alkalmazott technológiai jellemzőkkel kiegészített FEA vizsgálatok igen jó közelítéssel (2-5%) mutatnak azonosságot a valós szilárdsági vizsgálatokhoz. A T-kötések esetén úgy vélem, hogy azért voltak a valóságban nagyobb eltérések, mert a hegesztett darabot befogó készülékkel nem tudtuk tökéletesen biztosítani, hogy a függőleges szárra csak tengely irányú erő hasson és a varrat keresztmetszet tisztán húzott legyen, azt nyomaték is terhelte. Az FEA vizsgálatban pedig ezt a rögzítési kényszerek nem tették lehetővé. Ez a probléma viszont nem jelentkezett a tompán hegesztett csövek esetén, az axiális erőhatás vonala állandó volt, így a hiba százalék csökkent, a mért értékek is ezt bizonyították.

II.3

HEGESZTETT

REPÜLŐGÉP

TÉRRÁCS

TÖRZS

SZILÁRDSÁGI

VIZSGÁLATA

VISSZACSATOLÁSOS MÓDSZERREL ÉS A RACER-FÉLE ELJÁRÁS KIDOLGOZÁSA A MÉRNÖKI GYAKORLATBAN

Térbeli acélrács szerkezetes építés elve, hogy vékony falvastagságú (s = 1-3 mm) csövekből építjük fel a teherhordó részt, követve a csövek statikailag határozott illeszkedési módszerét, úgy, hogy a rács elemekben lehetőleg csak húzó vagy nyomó igénybevétel lépjen fel. Az illeszkedő rács rudakat csomópontokban ütköztetjük, és ott alakítjuk ki a varratot, ami összetett igénybevételt is elvisel. A szerkezet két kritikus része a csomópontbeli hegesztett kötés és a rudak kihajlási érzékenysége, ebből eredően a szerkezet elemeit nem csak a már említett húzó-nyomó igénybevételre kell méretezni, hanem kihajlásra is ellenőrizni kell [16]. Az általam tervezett 2.13. ábrán [17] látható, Corvus CA-41 Racer Air Race repülőgép hegesztett rácsszerkezetének vizsgálata során dolgoztam ki a már előzőleg egyszerűbb hegesztett csőcsatlakozásokon bemutatott Racer-féle vizsgálati eljárásomat. A szerkezetben a 55


hosszirányú övcsövek tompa-, a függőlegesek sarok-, a kereszt és diagonál csövek pedig szög-illesztéssel toldottak egymáshoz.

2.13. ábra – Hegesztett törzsrács szerkezet Corvus CA-41 Racer. (forrás: [17])

II.3.1 BEVEZETÉS

A RÁCS RUDAK SZILÁRDSÁGI VIZSGÁLATÁBA, A SZERKEZETI MÉRETEZÉS

ALAPJAI

A szerkezet szilárdsági méretezése során abból indulunk ki, hogy a rács rudaknak statikailag határozottnak kell lennie. Alulhatározott semmiképpen sem lehet, mert így növekszik a rudak kihajlási veszélye és a varrat egyik irányban bizonyosan nem megfelelően kitámasztott. A szerkezet üzembiztos építésének egyik módszere a túlépítés, a statikailag túlhatározott szerkezet megalkotása, tulajdonképpen ez is már az előző fejezetben említett fail-safe kialakításra történő törekvés módszere. Ennek hátránya azonban, hogy a varratok esetleges gyengülésével kell számolni, mert egy csomópontban, ha túl sok rácsrúd találkozik, többször felhevült, áthegesztett kötés jöhet létre és ez szilárdság csökkenést vonhat maga után. A túlhatározottság mértékét tervezői és technológiai vonatkozások figyelembe vételével kell megfontolni és azt követően alkalmazni. A 2.14. ábrán egy egyszerű statikailag határozott szerkezetet mutatok be, amit a SolidWorks CAD tervezőrendszerben készítettem el. A statikai határozottság egyenlete a következő: [18] 2ch  rh  3

(e.2.9)

ahol: ch – a hegesztett csomópontok száma, rh – a szerkezetben található rúd szakaszok száma (csomópontok között)

56


2.14. ábra – Statikailag határozott hegesztett rácsszerkezet. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

A 2.14-es ábrán látható modellben összesen ch = 12 csomópont található és rh = 21 rács elem. Így az (e.2.9) összefüggés értelmében az statikailag határozott, ha eggyel több rúd kerülne beépítésre, akkor egyszeresen, ha kettővel, akkor kétszeresen túlhatározott lenne és így tovább. A statikai megfelelőséget követően a külső terhelés függvényében meg kell határozni a rács rudakban fellépő húzó-nyomó erőket, majd ebből kiszámítani az ezekhez tartozó belső igénybevételek (feszültségek) nagyságát. Ha ismertek a nyomott rudak, akkor azokat kihajlásra is ellenőrizni kell. Az alapelv ismertetése céljából nem az egész 2.14. ábrán látható szerkezetet vizsgálom, hanem annak csak egy részletét a 2.15. elrendezésnek megfelelően. Ábrán az F-el jelzett felírat a bemeneti erőterhelés. Ha jól átgondoljuk, akkor a rudakban Hval jelölve húzó és NY-el jelölve nyomó feszültségek ébrednek a külső terhelés hatására.

2.15. ábra - Külső terhelés okozta belső igénybevételek elemzése. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

2.16. ábra – Példa külső terhelés okozta belső rúderők erőjátékára. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

A szerkezet erőjátékának meghatározására több lehetőség van, egyrészt történhet geometriai úton szerkesztéssel vagy csomóponti ún. Ritter-féle módszerrel [19]. A 2.16. ábrán látható szerkezet erőjátéka meghatározható a külső terhelés (F erő) O1, O2, O3 pontokra kifejtett nyomatékának és az egyes N1, N2 és N3 rúderők nyomatékának egyenlőségéből, mely jelen példában 3 egyenlet és 3 ismeretlen a következők szerint: Nyomatéki egyenlet az O1 pontra: F  LO1  N 1  R1 57

(e.2.10)


Nyomatéki egyenlet az O2 pontra:

F  LO2  N 2  R2

(e.2.11)

F  LO3  N 3  R3

(e.2.12)

Nyomatéki egyenlet az O3pontra:

Ha már ismertek az egyes rudakban fellépő erők, akkor a biztonsági tényező megválasztását követően elvégezhető a szilárdsági méretezés, a csőkeresztmetszetek megválasztása, majd végül a nyomott rudak kihajlásra történő ellenőrzése. A húzó-nyomó igénybevétel számításához a mechanikából ismert következő összefüggést kell használni:

σ

F A

(e.2.13)

ahol: σ – feszültség, F – a rúdban fellépő erő, A – a rúd keresztmetszete. Kihajlás ellenőrzéséhez az Euler-féle egyenlet áll rendelkezése, mely szerint a hosszú, karcsú rúd mértékadó nyomó igénybevétel okozta tengely menti stabilitás vesztése meghatározható:

Fk  n 

π 2  Er  I l2

(e.2.14)

ahol: Fk – a kritikus kihajlító rúderő, Er – a rugalmassági modulus, I – másodrendű nyomaték, l – a rúd befogási hossza, n – befogási tényező. Az elmélet abból az egyszerű tényből indul ki, hogy ha a rudat hajlító nyomaték terheli, akkor azt az anyag rugalmas belső ellenállásából visszatérítő nyomaték igyekszik ellensúlyozni. Rugalmassági határig a visszatérítő nyomaték a rúd meghajlásával arányos végig a nyomott tengely mentén. Tapasztalataim szerint az összefüggés a hétköznapi mérnöki gyakorlatban is jól használható, kielégítő eredményt ad. A repülőmérnöki munka során, az (e.2.14) összefüggéssel kapcsolatba hozható karcsúsági tényezőt bevezetve megfogalmazható egy szabály, amit a hegesztett repülőgépelemek tervezése során figyelembe kell vennünk és a karcsúsággal összefüggésbe hozható. Karcsúság a következő:

l λ  ,i  i

I A

(e.2.15)

ahol: l – a rúd befogási hossza, I – másodrendű nyomaték, A – cső keresztmetszet. Olyan csövek esetén melyeknél λ < 70 karcsúsággal kell számolni, figyelembe kell venni a varrat gyengítő hatását is a feszültség torlódási pont következtében.

58


A 2.15. ábrán látható egyszerű szerkezet csöveinek fellépő igénybevételeit és a bennük ébredő feszültségeket, erőket egyszerűen vizsgálhatjuk FEA módszerrel. Első lépésben a csomópontot nem tekintjük hegesztettnek, tehát azok terhelését nem határozzuk meg, csak a rács rudakét. A repülőgép tervezői munka során ez az eljárás nem ad elég információt, hiszen egy hegesztett szerkezet esetén a legfontosabb a hegesztési csomópontokban fellépő erők és feszültségek nagysága. Mielőtt az összetett szerkezetekre alkalmaznám az általam Racer-féle módszeremet bemutatom, hogy milyen lehetőség áll rendelkezésre a már említett rács rudakban fellépő erők és feszültségek gyors számításához. Síkbeli és térbeli rácsos szerkezetek beam végeselem modellekkel egyszerűen és gyorsan vizsgálhatók. A beam magyar megfelelője gerenda vagy rúd egy FEA rendszerben. Amikor térbeli rácsos tartót építünk fel ilyen elemekből akkor mechanikailag a következőt értjük alatta: -

2 csomópont (node) alkotja, értelemszerűen egy a végén, egy pedig az elején,

-

3 irányú elmozdulás X, Y és Z irányban szabad,

-

3 irányú elfordulás X, Y és Z tengely körül szabad.

Leírtakat a 2.17. ábrán mutatom be, ahol látható, hogy a csomópontok a tér mely irányába képes elmozdulni és elfordulni. Az u helyvektorokat jelent az adott pontban.

2.17. ábra – 3D beam elem, node 1 csomópont 1 az elejét, a node 2 csomópont 2 a véget jelöli. (forrás: [20])

Beam elemek segítségével a következő matematikai-mechanikai probléma megoldások végezhetők el: -

rácsszerkezeti elemek axiális irányú terhelés vizsgálatai,

-

rácsszerkezeti elemek hajlító igénybevételeinek számításai,

-

rácsszerkezeti elemek csavaró igénybevételének számításai,

-

együttesen fellépő kombinált igénybevételek, húzás, nyomás, hajlítás és csavarás.

Az előbb leírtakat a 2.18. és 2.19. ábrákon szemléltetem, ahol az adott koordináta tengely körüli elmozdulások és elfordulások láthatók egy darab beam elem esetén.

59


2.18. ábra – Beam elem elmozdulás mezői, grafikusan szemléltetve. (forrás: [20])

2.19. ábra – Beam elem elfordulás mezői, grafikusan szemléltetve. (forrás: [20])

A 2.20. ábrán látható, egyszerű szerkezet esetén a SolidWorks FEA rendszer összesen hat darab gerenda végeselemet (beam) hozott létre, természetesen hat darab csomóponttal (node).

2.20. ábra – Egyszerű szerkezet beam véges elem modell. (forrás: saját készítésű CAD modell)

A csöveket terhelő tengelyirányú erőhatás során a normálirányú húzó-nyomó igénybevételek számításához, az általános szilárdságtanban alkalmazott matematikai-mechanikai feltételeket felhasználva végzi a rendszer a kalkulációkat, a 2.13. táblázatban bemutatottak szerint. A csövekben fellépő hajlító igénybevétel számításához, az általános szilárdságtanban alkalmazott

matematikai-mechanikai

feltételeket

felhasználva

végzi

a

rendszer

a

kalkulációkat, a 2.14. táblázatban bemutatottak szerint. A csavaró igénybevétel okozta hatást és deformációt az előbbiekhez hasonló részletességgel nem elemzem, mert a hegesztett térrács szerkezetben ritkán fordul elő, hogy egy cső tisztán csavarva legyen, de a legalapvetőbb matematikai feltételeket a teljesség kedvéért megadom. A csavaró feszültség számításának alapegyenlete:

 cs 

M cs Kp

(e.2.16)

ahol: τcs – csavarás okozta feszültség, Mcs – csavaró nyomaték, Kp – poláris keresztmetszeti tényező. 60

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik Húzó terhelés hatására elemi cella megnyúlása

Erő egyenlet

Feszültség

Anyagtörvény

  N  bdx  N  dN  0 adódik, hogy : dN b 0 dx

Jelölések: N(x) - normál irányú erő [N]

Deformáció



 E

N A Egyszerű Hooke törvény

Deformációs egyenlet

A(x) - húzott keresztmetszet [m2] b(x) - axiális megoszló erő [N/m]



E(x) - E-modulus [N/m2] ɛ(x) - nyúlás [%]

du x dx

X tengely megnyúlás

du  d   A E  x   b  0 dx  dx 

irányú

2.13. táblázat – Beam véges elem modell tengely irányú axiális terhelés számítás matematikai egyenletei.(forrás: a táblázatban található rajz [20], a táblázatban megadott összefüggések [20] és [21])

A csövekben fellépő hajlító igénybevétel számításához, az általános szilárdságtanban alkalmazott

matematikai-mechanikai

feltételeket

felhasználva

végzi

a

rendszer

a

kalkulációkat, a 2.14. táblázatban bemutatottak szerint. A csavaró igénybevétel okozta hatást és deformációt az előbbiekhez hasonló részletességgel nem elemzem, mert a hegesztett térrács szerkezetben ritkán fordul elő, hogy egy cső tisztán csavarva legyen, de a legalapvetőbb matematikai feltételeket a teljesség kedvéért megadom. A csavaró feszültség számításának alapegyenlete:

 cs 

M cs Kp

(e.2.16)

ahol: τcs – csavarás okozta feszültség, Mcs – csavaró nyomaték, Kp – poláris keresztmetszeti tényező.

61

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik Hajlító terhelés hatására elemi cella megnyúlása

Erő és nyomaték egyenlet

Feszültség

qdx  V  V  dV  0



dV q dx dx  (V  dV ) dx  2 ( M  dM )  0 M  qdx



dM h K

V(z) - nyíróerő [N]

Deformáció

 E

Egyszerű Hooke törvény

dM V dx

Jelölések:

Anyagtörvény

Deformációs egyenlet

M(z) – hajlító nyomaték [Nm] q(x) - megoszló erő [N/m] E(x) - E-modulus [N/m2]

d z 

du z dx

d 2u z d2  E  I dx  dx 2

I – másodrendű nyomaték [%] z tengely elcsavarodás

 q0  

körüli

2.14. táblázat – Beam végeselem modell hajlító terhelés számítás matematikai egyenletei. (forrás: a táblázatban található rajz [20], a táblázatban megadott összefüggések [20] és [21])

Az elfordulási szög számításának alapegyenlete:



M cs  l I p G

(e.2.17)

ahol: φ – szög torzulás értéke, Mcs – csavaró nyomaték, l – vonatkoztatott hossz, Ip – poláris másodrendű nyomaték, G – rugalmassági tényező. Hegesztett térrács szerkezetek kialakítása során törekedni kell arra, hogy a csövekben, ha csak lehetséges húzó-nyomó igénybevételek ébredjenek, ezért az FEA rendszerekben van mód ún. truss elemek használatára, mely a beam elem viselkedésével azonos, de csak a húzó-nyomó igénybevétel és az ebből eredő deformáció számításához használható. A 2.21. ábrán az előzőekben már bemutatott egyszerű szerkezeti elem rácscsöveiben fellépő feszültségek számított értékeit mutatom be F = 6100 N nyomóerő hatására.

62


2.21. ábra – Egyszerű szerkezet beam elemekből számított feszültség értékek. (forrás: saját készítésű CAD modell FEA vizsgálat eredménye)

A beam elemekkel végzett számítások eredményeire tilos hagyatkozni, mert a varrat és hőhatásövezetének terhelési állapotáról nem ad semmilyen felvilágosítást, csak a csövekben fellépő feszültségek és azok előjeles értékeit tudjuk megismerni. Ahhoz, hogy konstruktőri munka során a szerkezet varratainak teherviselő képességét is megismerjük, technológiai paraméterekkel kiegészítve kell a csatlakozó csomópontokat elemezni FEA rendszer segítségével. Ez azt jelenti, hogy egy összetett térrács szerkezetben fellelhető varratokra a II.2 eljárásban ismertetett módszert célszerű alkalmazni, hogy a valóságot minél inkább megközelítve adjuk meg a várható eredményeket. Kutatómunkám egyik legnagyobb kihívása az volt és egyben disszertációm egyik fontos célkitűzése, hogy hegesztett térrács szerkezet esetén, miként oldjuk meg virtuális munkakörnyezetben a tömegcsökkentést, mekkora százalékban támaszkodhatunk az FEA vizsgálatok eredményeire, milyen biztonsággal modellezhető a valóság. Hiheti-e a mérnök a kapott eredmények megfelelőségét vagy tekintse közelítő adatoknak a számított értékeket. Úgy véltem, hogy ennek a kérdésnek a megválaszolása csak valós tapasztalati adatok, tények feldolgozását követően válaszolható meg. A Corvus CA-41 Air Race repülőgép fejlesztése során dolgoztam ki a 2.22. ábrán látható visszacsatolásos ellenőrző módszeremet, melynek lényege, hogy a virtuális munkakörnyezetben, valós földi körülmények között és a berepülések során végrehajtott empirikus eredményeket hasonlítottam össze úgy, hogy figyelembe vettem a bemeneti paraméterek csökkentési és bizonytalansági tényezőit. Az eljárás során lényeges, hogy a virtuális vizsgálatok miden esetben valós technológiai formában kerüljenek megadásra. Egy tompa vagy T-illesztésű kötés esetében az említett követelmény könnyen kivitelezhető, összetett csatlakozású csomópontok esetén a varrat valós hőhatásövezetének elkülönítése már bonyolultabb. Az előzőekben említett visszacsatolás a valós terhelési környezetből egy, az általam lefektetett igények alapján magyarországi cég által kifejlesztett feszültségnyúlás és 63


gyorsulás mérőcella rendszer alapján megépített on-line34 regiszter készülék segítségével készült. A budapesti székhelyű Space and Ground Facilities Kft kifejezetten nagy szilárdsági terhelési tartományokban (ny > 10-14g) üzemelő műrepülőgépek igényeihez alkalmazkodva alkotta meg alapkoncepcióim szerint a DABAS35 elnevezésű regiszter készüléküket, melyet a Corvus CA-41 Air Race repülőgépben teszteltem és használtam fel visszacsatolásos módszerem kidolgozásához. Készülék segítéségével repülés során a következő elemek szilárdsági-terhelési állapotáról és egyebekről kaphatunk információt, melyek a kifáradási élettartam szempontjából is lényegesek [22]: -

szárny feszültségi terhelések (б-ɛ együttes),

-

hegesztett rácsszerkezeten ébredő feszültségek (б-ɛ együttes),

-

futóműveken fellépő dinamikus terhelések okozta feszültségek,

-

motor diagnosztika, motor vibráció okozta hatások és motorüzemelési paraméterek,

-

fedélzeti adatrögzítő kamera sebességmérő adatainak archiválása,

-

három tengely körüli gyorsulás értékek diagnosztizálása,

-

GPS pozíció, a teljes repülési pálya és a végrehajtott manőverek,

-

rögzített repülési sebesség.

A rendszer nyúlásmérő bélyegek, erőmérő cellák és gyorsulásmérők alkalmazásával méri az egyes kritikus szerkezeti pontokon fellépő hatásokat. A DABAS rendszer alapötletét a katonai repülőgépekben (például Jas-39 Gripen) használt szerkezeti állapotfigyelő rendszer jelentette számomra [23]. Ezek mintájára dolgoztam ki visszacsatolásos eljárásom részeként műrepülőgépekhez

a

DABAS

rendszerrel

kapcsolatos

követelményeimet,

melyet

villamosmérnök és informatikus kollégák építettek meg, 2.23. ábrán látható egységbe.

34 35

on-line valós idejű vizsgálat DABAS On-board flight data archiving box and analysing system, fedélzeti adatrögzítő és analizáló eszköz 64


3 2

5

4

1 2.22. ábra – Többlépcsős visszacsatolásos ellenőrző eljárás hegesztett térrács szerkezet esetén, az ábrán az angol nyelvű felíratok magyar megfelelője: (1) multi-stage feedback system approach on-line monitoring – összetett visszacsatolási ellenőrző eljárás valós idejű vizsgálatokkal, (2) computer base FEA structural analyses – számítógép alapú FEA szerkezeti analízis, (3) structural ground test – földi szerkezeti bevizsgálás, (4) structural flight test – szerkezeti berepülések, (5) on-line diagnostic – valós idejű adatgyűjtés. (forrás: saját készítésű ábra együttes)

2.23. ábra – DABAS rendszer. (forrás: [22] dokumentációból származó fénykép)

A 2.22. ábrán látható többlépcsős visszacsatolásos ellenőrző eljárás során a virtuális munkakörnyezetben alkalmazom a Racer-féle eljárásomat. Mielőtt bemutatom a módszert, a

65


hegesztett térrács csöveinek csatlakozásában fellépő varrat feszültségek és igénybevételek alapjaival foglalkozom, melynek értelmezése szükséges az eljárás megértéséhez. A tércsövek egyes lehetséges igénybevételeit és azok FEA vizsgálati módszereit bemutattam, következő kérdés a varratok terhelhetősége. Általában a hegesztett varratok legtöbbjére igaz, hogy a hosszirányban megengedhető feszültség nagyobb lehet, mint a keresztirányú feszültség. A 2.24. ábra szerint a varratban hosszirányban ébredő feszültségeket бII – vel, a keresztirányban fellépőket б┴ -vel a vastagságirányban fellépőket pedig бv – vel jelöljük [24]. A 2.25. ábrán a feszültség komponensek X-Y-Z koordináta rendszerhez történő illesztése látható, az egyezményes hegesztési szabványok alapján általánosan elfogadott, hogy a hosszirányú feszültségek бII = бx, a keresztirányú feszültségek б┴ = бy és a vastagságirányú feszültségek pedig бv = бz.

2.24. ábra – Hegesztett varrat főbb irányú feszültségei. (forrás: [24] hivatkozás 7.3. ábra)

2.25. ábra – Hegesztett varrat főbb irányú feszültségeinek X-Y-Z koordináta rendszerben levő helyzete, (forrás: [24] hivatkozás 9. 2. ábra)

A varrat szilárdsági méretezésekor az első eldöntendő kérdés megállapítani, hogy a varrat egyszerű vagy összetett igénybevétel hatása alatt áll-e. Mindkét esetben a cél, hogy meghatározzuk a varratot terhelő összehasonlító feszültséget, melyet az anyagjellemző szilárdsági értékéhez viszonyítva vizsgálunk meg, például statikus terhelés esetén folyáshatár vagy szakítószilárdság. Ha a varratot egytengelyű igénybevétel terheli, akkor a probléma megoldása egyszerű, ha többtengelyű állapot ébred, akkor összetettebb számításokat igényel a folyamat. Térbeli rácsos szerkezet varratait ritkán terheli csak egy irányból erőhatás így az

66


egytengelyű állapottal nem foglalkozom, csak az összetett erőhatások okozta folyamatokat vizsgálom. A hegesztett térrács terhelése a repülőgép irányfelületein fellépő aerodinamikai erők a törzs szerkezetbe történő bevezetéséből ébrednek. A 2.26. ábrán a Corvus CA-41 Air Race repülőgép általam számított a törzs, különböző bekötési csomópontjain, mint bemeneti koncentrált maximális terhelésként ébredő erőket tüntetem fel, melyek értékileg a repülés során változnak, de legtöbbjük egyidejűleg ébred és összetett igénybevételként jelentkezik a varratokban.

2.26. ábra – Törzs bekötési csomópontjaiban koncentrált erő bevezetések helyei és értékei. (forrás: saját szerkesztésű ábra)

A 2.27. és 2.28. ábrákon a rács egyik legterheltebb csomópontjának a szárnybekötő vasalás varratainak az egyes csöveken fellépő terhelések okozta erő komponenseit tüntetem fel. A bekötés alsó varrataiban négytengelyű összetett igénybevételi állapot alakul ki: 1. x – tengely irány mentén:

σx 

F2x  F3x  F4x  F5   II A1

(e.2.18)

(A1 varrat YZ síkban levő összesített keresztmetszete) 2. y – tengely irány mentén:

σy 

F2y  F3y  F4y A2



(e.2.19)

(A2 varrat XZ síkban levő összesített keresztmetszete) 3. z – tengely mentén:

σz 

F6z v A3

(A3 varrat XY síkban levő összesített keresztmetszete)

67

(e.2.20)


4. A fül külső koncentrált terhelése miatt a kitámasztó csöveken fellépő csavaró feszültség:

 yz 

M Kp

(e.2.21)

(Kp cső poláris keresztmetszeti tényezője)

2.27. ábra – CA-41 Racer szárny bekötés vasalás alsó varratot terhelő erők. (forrás: saját szerkesztésű ábra)

A probléma csak feszültségredukciós eljárással oldható meg, melyre az elemi szilárdságtan számos eljárást kidolgozott, ezek közül a nemzetközi gyakorlatban Mohr-elmélet36 és HuberMises-Hencky-féle37 módszer (HMH eljárás) a legelfogadottabb. Mindkét módszer alkalmazásával egy redukált feszültségi taghoz (összehasonlító feszültség) jutunk, mely egy fiktív feszültség, de a teherbírást tekintve egyenértékű az egytengelyű húzófeszültségi állapotban számított feszültség értékkel. A bemutatásra került négytengelyű feszültségi állapot fő feszültségei egyszerűen számíthatók Mohr-körök segítségével a 2.28. ábrán láthatók szerint, ahová felmérve a бx, бy, бz és τ tagokat a fő feszültségi értékekhez és az őket határoló körökhöz jutunk. A fő feszültségek ismeretében (б1, б2, б3) meghatározhatjuk HMH eljárás alkalmazásával az egyenértékű feszültség nagyságát:

σ HMH 

σ 1  σ 2 2  σ 2  σ 3 2  σ 1  σ 3 2 2

36

(e.2.22)

Mohr-elmélet, Christian Otto Mohrról kapta a nevét, aki a térbeli többtengelyű feszültségi állapotot egy helyettesítő módszerrel egyszerűsítette egytengelyű állapottá 37 Huber-Mises-Hencky-féle módszer, ők hárman egymástól függetlenül a képlékenység elmélet kutatás során fogalmazták meg azt, amit Mohr is. 68


2.28. ábra – Mohr-féle diagram a vizsgált varratot terhelő négytengelyű feszültségi állapotban. (forrás: saját szerkesztésű ábra)

Hegesztett kötések numerikus szilárdsági méretezésekor igen nehéz több irányú feszültségi állapotokat vizsgálni, így a feszültségek számítását tekintve egyszerűsíteni célszerű és a biztonsági tényezővel korrigálni ezt. Ez azonban a saját tömeg lehetséges növekedését vonja maga után. Hegesztett kötés redukált feszültségének számításakor nem az e.2.22 összefüggést alkalmazzuk, hanem azzal a feltételezéssel élünk, hogy az anyag folyása vagy szakadása akkor következik be, ha a legnagyobb fő feszültség meghaladja az anyag folyáshatárát vagy szakítószilárdságát [25]. Ezt a feltételt a legnagyobb fő feszültség elméletnek nevezzük és eszerint a redukált feszültségre igaz, hogy az első fő feszültségi taggal azonos, vagyis б red = б1 és a másik két fő feszültségi tag nem játszik szerepet a folyás, szakadás megindításában. Eszerint ha a bekötő vasalás alsó varrat szegmensét tekintjük és a бv = бz tagot elhanyagoljuk, mert a többihez képest jóval kisebb értékre adódik, akkor háromtengelyű feszültségi állapotot kell vizsgálni, бII, б┴ és τ tagokkal. Ennek a feltételnek megfelelő Mohr-kör ábra a szilárdságtan szabályainak megfelelően szerkesztve:

2.29. ábra – Mohr-féle diagram a vizsgált varratot terhelő háromtengelyű feszültségi állapotban. (forrás: [24] hivatkozás 11.1. ábra)

69


Ennek megfelelően a helyettesítő feszültség felhasználva a legnagyobb fő feszültség elmélet összefüggését:

 red   1 

 II    2

R

(e.2.23)

ahol R – a Mohr-kör sugara. Az előbbiekben csak egy csomópont varrat feszültségeinek számítási gyakorlatát mutattam be. Egy hegesztett térrács szerkezetben akár több mint 200 darab csomópont is lehet, melyek mindegyikére külön-külön végig lehetne számolni az iméntihez hasonló eljárást, melytől most eltekintek. Véges elem alkalmazásokkal a varratok leegyszerűsíthetően elemezhetők, következőkben ezt mutatom be és az általam kidolgozott Racer-féle vizsgálati módszert.

II.3.2 RACER-FÉLE VÉGESELEM VIZSGÁLATI ELJÁRÁS VISSZACSATOLÁSOS ELLENŐRZÉSSEL Racer-féle vizsgálati eljárásom alapja a II.1 és II.2 részekben hegesztett próbatesteken bemutatott végeselem vizsgálatok kiterjesztése komplex hegesztett repülőgép térrács esetére. A módszert Besenyei Péter műrepülő világbajnoknak készített CA-41 Corvus Racer repülőgép típusról neveztem el, fejlesztése során alkottam meg a vizsgálati eljárást, melyben több kolléga is közreműködött. A Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Nemzeti Közszolgálati Egyetem részéről Dr. Rohács József, Dr. Váradi Károly, Dr. Palotás Béla és Dr. Óvári Gyula urak az elemzésekben, és a bírálásokban vettek részt. A hegesztett térrácsszerkezet vizsgálata számos kérdést felvet, mivel több száz, akár különböző átmérőjű és falvastagságú csövet kell egymáshoz illeszteni és elemezni a virtuális környezetben. Ezt a problémát egy korábbi tudományos szakcikk keretében kifejtettem: „A szilárdsági végeselem számítások során, több problémával is szembesülünk, elsősorban azzal, hogy, miként szimuláljuk a megfogási peremfeltételeket. A valóságban a repülőgép a szárnyán függ és a nyomás különbség hatására fellépő felhajtóerő jelenti a repülés lehetőségét. Ezt nem lehetett modellezni, így helyettesítő rögzítő kényszereket kellett alkalmazni, ami az adott támaszpontban járulékos reakciónyomatékot jelent. Az egyes irány és kormányfelületeken ébredő hatásokat külön-külön vizsgáljuk a valós megfogási lehetőségek hiányában, így önálló vizsgálatként kezeljük a szárny, a vízszintes vezérsík, a függőleges vezérsík és a motortartó keret rácsra gyakorolt hatását [26].” Kutatómunkám eredményeként eljárásom folyamatai azt igazolták, hogy a következő lépések betartása pontos számítási eredményekhez vezet:

70


1. Virtuális modellezési környezetben a térrács szerkezet csöveinek csatlakoztatása a valóságnak megfelelően történik, figyelembe véve az él előkészítést, a csövek illeszkedési lehetőségét és a hegesztési hézagok beállítását. Minden a szerkezetben levő cső, modell szinten a kivitelezés megfelelő állapotában kerül előkészítésre, mely a csővég megmunkálási kialakítását eredményezi, így a végeselem vizsgálat során a tényleges geometriai illesztés kerül elemzésre, példaként 2.30. ábra. 2. A rácsszerkezet a CAD modelltérben, szerkezeti integrációt követően egy teljes hegesztett szerkezetként felépített egység lesz, melynek csatlakozó csövei esetén a varrat geometria is megadásra kerül. A varratot a hozaganyag (hegesztőpálca) kiinduló átmérője határozza meg, a csövek illesztési átmenetében levő élből kialakított rádiuszt amely a pálca átmérő 80%-ának felel meg (kísérletileg igazoltuk), lásd a 2.31. ábra szerint piros nyíllal mutatott átmeneteket. 3. Az így elkészült modell varratait minden esetben helyileg felosztottuk varrat-hőhatás övezet-alapanyag elhatárolt felületekre, így a valósághoz nagyon közeli mechanikai jellemzőkkel megadott szerkezeti tagozódást tudunk biztosítani, ami a valós hő terhelés hatására létrejövő inhomogén anyagszerkezeti különbözőségeket leköveti, hasonlóan, ahogy azt a próbatestek vizsgálatakor már bemutattam. 4. A térrácsszerkezet szárny, motorágy, vezérsíkok bekötési csomópontjait is hasonlóan alakítjuk ki az egyes csatlakozó cső darabokon, a varrat geometria ezeknél is elhatárolásra kerül, hogy az inhomogenitás vizsgálható legyen, 2.32. ábra szerint. 5. Mivel a hegesztett rácsszerkezet csöveinek falvastagsága t < 5 mm, így az egész szerkezeti egységet, ahogyan azt a próbadarabok vizsgálata során is tettem héj (shell) véges elem hálóként tudjuk elemezni.

2.30. ábra – Térrács szerkezet illesztett csővég geometriája. (forrás: saját készítésű CAD modell) 71


2.31. ábra – Térrács szerkezet varrat kialakítások a cső átmenetekben. (forrás: saját készítésű CAD modell)

2.32. ábra – Térrács szerkezet bekötési csomópontjai. (forrás: saját készítésű CAD modell)

6. Az egyes szerkezeti elemeken fellépő és a rácsba bevezetett terhelési hatásokat egyben nem, csak külön-külön részegységekre bontva lehet vizsgálni, mert a megfogási kényszerek ezt követelik meg. Sajnálatos módon ez gátja az eljárásomnak, de a különkülön kapott eredmények összetett szerkezetre gyakorolt hatását dinamikai kifáradás vizsgálat analízis során a Miner-féle halmozódó károsodás elméletben figyelembe vehetjük, melyre a későbbiek során még vissza fogok térni. 72


Összefoglalva tehát a Racer-féle eljárásom legfontosabb bemenetei paramétereit: -

geometriailag modellezett csővég kialakítások,

-

integrált szerkezeti modell,

-

technológiailag inhomogén varrat elhatárolás,

-

héj végeselem háló,

-

részegység vizsgálatok és eredmények,

-

Miner-féle halmozódó károsodás a részegység vizsgálatok tapasztalataiból.

Eljárásom során a legfontosabb, hogy a szerkezet legjobban terhelt varratait térképezzem fel és döntést hozzak arról, hogy a szilárdsági bevizsgálás és a kezdeti berepülések során hová, mennyi helyre célszerű nyúlásmérő bélyeget és erőmérő cellát helyezni, melyek segítségével a valós mérési eredmények és a számított értékek visszacsatolva iterálhatók, elemezhetők. A Racer-féle eljárással összesen négy állapotot modelleztem és vizsgáltam a virtuális környezetben, melyek a következők voltak:

1-es állapot:

Függőleges irányfelületen fellépő légerő hatása a törzsre (2.33-as számú ábra)

Megfogási kényszer a rácson:

szárny bekötő vasalás és a motorágy bekötés csomópontjai

Terhelési kényszer bevezetése a rácsba:

függőleges irányfelület légerő középpontjából redukált erő a bekötési pontokba

Terhelési erő n = 1g nagysága [Newton]: 313

n = 2g

n = 3g

n = 4g

n = 5g

n = 6g

627

940

1253

1567

1880


n = 8g

n = 9g

n = 10g

n = 11g

n = 12g

2507

2820

3133

3447

3760

Túlterhelési erő n = 13g nagysága [Newton]: 4074

n = 14g

n = 15g

n = 16g

n = 17g

n = 18g

4387

4700

5014

5327

5640

Alkalmazott összefüggés a számításhoz: P = K*ninc*(W / Sw)*SVS K - kormány kitérés faktor K = 0,466 ha 20° ... 22°; K = 0,364 ha 10° ... 12°; ninc - túlterhelés növekmény faktor W - repülőgép súlya [N] SW - szárny felülete SVS - függőleges vezérsík felülete 2.15. táblázat – Függőleges irányfelület terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű táblázat)

73


2.33. ábra – Függőleges irányfelület terhelési peremfeltétele, ahol a megoszló erőt, koncentrált erővel helyettesítettem (forrás: saját készítésű CAD modell)

2-es állapot:

Vízszintes irányfelületen fellépő légerő hatása a törzsre


szárny bekötő vasalás és a motorágy bekötés csomópontjai


vízszintes irányfelület légerő középpontjából redukált erő a bekötési pontokba


n = 2g

n = 3g

n = 4g

n = 5g

n = 6g

3718

4273

4828

5383

5938


n = 8g

n = 9g

n = 10g

n = 11g

n = 12g

7049

7604

8159

8714

9269


n = 14g

n = 15g

n = 16g

n = 17g

n = 18g

10379

10934

11490

18067

18900

Alkalmazott összefüggés a számításhoz: P = K*ninc*(W / Sw)*SHS + Pbalansz K - kormány kitérés faktor K = 0,466 ha 20° ... 22°; K = 0,364 ha 10° ... 12°; ninc - túlterhelés növekmény faktor W - repülőgép súlya [N] SW - szárny felülete SHS - vízszintes vezérsík felülete 2.16. táblázat – Vízszintes irányfelület terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű táblázat)

74


2.34. ábra – Vízszintes irányfelület terhelési peremfeltétele, ahol a megoszló erőt, koncentrált erővel helyettesítettem (forrás: saját készítésű CAD modell)

3-as állapot:

Szárnyon fellépő légerő hatása a törzsre


vezérsík bekötés és a motorágy bekötés csomópontjai


Schrenk 5 részes eloszlásból számított virtuális erő bevezetés a bekötő vasalásokba


n = 2g

n = 3g

n = 4g

n = 5g

n = 6g

6720

10080

13440

16800

20160


n = 8g

n = 9g

n = 10g

n = 11g

n = 12g

26879

30239

33599

36959

40319


n = 14g

n = 15g

n = 16g

n = 17g

n = 18g

47039

50399

53759

57119

60479

A megadott értékek félszárny esetére vonatkoznak a terhelési és túlterhelési erők esetében.

2.17. táblázat – Szárny terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű táblázat)

75


2.35. ábra – Szárny terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű CAD modell)

4-es állapot:

Motorágyon fellépő erők hatása a törzsre


vezérsík bekötés csomópontjai

és

a

szárny

bekötés


a motorágy-törzs bekötési csomópontokon át

Terhelési húzó nagysága[N]:

erő n = 3g 4500

n = 6g

n = 9g

n = 12g

n = 15g

n = 18g

4500

4500

4500

4500

4500

Terhelési függőleges n = 3g erő nagysága [N]: 6769

n = 6g

n = 9g

n = 12g

n = 15g

n = 18g

13538

20307

27076

33845

40614

erő n = 3g 2256

n = 6g

n = 9g

n = 12g

n = 15g

n = 18g

4512

6768

9024

11280

13536

Terhelési nyomaték n = 3g nagysága [Nm]: 908

n = 6g

n = 9g

n = 12g

n = 15g

n = 18g

908

908

908

908

908

Terhelési oldal nagysága [N]:

2.18. táblázat – Motorágy terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű táblázat)

76


2.36. ábra – Motorágy terhelési peremfeltétele. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Az egyes terhelési eseteket végig analizálva sikerült megállapítanom a legjobban terhelt varratokat, melyeket inhomogén szövetszerkezetként változó mechanikai anyagjellemzőkkel, vagyis a technológiai paraméterek figyelembe vételével vizsgáltam a véges elem számításokban. Az általam kidolgozott eljárásnak hegesztett szerkezetek vizsgálatakor ez a legfőbb innovatív eleme. A 2.37. és a 2.38. ábrák egy összetett hegesztett csomópont terhelés eloszlási képét mutatják, ahol a feszültség maximumok piros színnel láthatók.

2.37. ábra – Hegesztett csomópont terhelési eloszlása. (forrás: [27])

77


2.38. ábra – Hegesztett csomópont terhelési eloszlása. (forrás: [27])

Terjedelmi korlátok következtében az összes varrat csomópont és csőfeszültség eloszlást nem tudom bemutatni, fontosabb, ha a hegesztett vázszerkezet legkritikusabb feszültség góc pontjait összegzem. Ezek azok a helyek, melyeket a földi szilárdsági bevizsgálás és a berepülések során nyúlásmérő bélyegekkel és erőmérő cellákkal vizsgáltam a már előzőleg említett DABAS készülékkel. A 2.39. ábrán a kritikus terhelési pontokat tüntettem fel, amelyeket a Racer-féle vizsgálati eljárás során állapítottam meg a szerkezetben. A 2.19. táblázatban a mérési helyek és módszerek összesítését foglaltam össze. A vízszintes vezérsík bekötést rögzítő négy függőleges csavaron az axiális előfeszítést mértem csavar feszítő mérő szenzorokkal. Mérnem kellett még a sebességet és a repülőgép x,y,z irányú gyorsulását is repülés közben. Ezekre azért volt szükség, hogy a valós repülési helyzetekhez hozzá tudjam rendelni a gyakorlati v-n diagramot és pontosan kontrolálni tudjam a repülőgép sebesség és terhelés tartományát. A 2.40. és 2.41. ábrákon a nyúlásmérő bélyegek beépítésére mutatok példát, melyek hegesztési varratok mellé kerültek felragasztásra közvetlenül a hőhatás övezet tartományába.

78

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik Mérési hely száma

Mérés megnevezése

Mérő megnevezés

elem Mérőelem típusszám

Egyéb megjegyzés

1 – szárny bekötő Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 vasalás felső hátsó (nyúlásból kalk.) kimenet pont (toldat) 2 – vízszintes Feszültség MPa Fél hídkapcsolás vezérsík tartó Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 (nyúlásból kalk.) kimenet függőleges felső varrat 3 – rács kétszeres Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 síktörés varrat (nyúlásból kalk.) kimenet csomópont 4 –szárny bekötő Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 vasalás felső első (nyúlásból kalk.) kimenet pont (toldat) Feszültség MPa Fél hídkapcsolás 5 – segédtartó Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 kimenet kitámasztó gerenda (nyúlásból kalk.) 6 – segédtartó Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 bekötést támasztó (nyúlásból kalk.) kimenet felső varrat 7 – motorágy keret Feszültség MPa Fél hídkapcsolás felső húzott Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/350 (nyúlásból kalk.) kimenet csőidom szélső varrat 8 – motorágy keret Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/351 támasz nyomott (nyúlásból kalk.) kimenet csőidom alsó varrat Fél hídkapcsolás 9 – főtartó csapszeg Feszültség MPa Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/352 (nyúlásból kalk.) kimenet bekötés jobb 10 – főtartó Feszültség MPa Fél hídkapcsolás Nyúlásmérő bélyeg 1-XY 71-3/353 csapszeg bekötés (nyúlásból kalk.) kimenet bal 2.19. táblázat – Hegesztett rácsszerkezet kritikus terhelési pontjai. (forrás: saját készítésű táblázat)

2.39. ábra – Rácsszerkezet kritikus hegesztési pontjai. (forrás: saját készítésű CAD modell)

79


2.40. ábra – Rácsszerkezet kritikus hegesztési pontjánál levő nyúlásmérő bélyeg, a 2.19. táblázatnak megfelelően a 4-es számú mérési hely. (forrás: saját készítésű fénykép)

2.41. ábra – Rácsszerkezet kritikus csőn levő nyúlásmérő bélyeg, a 2.19. táblázatnak megfelelően az 5-ös számú mérési hely. (forrás: saját készítésű fénykép)

A fizikai szilárdsági terhelési vizsgálatokat úgy kellett előkészítenem, hogy a virtuális modellezési környezetben a véges elem vizsgálatoknál alkalmazott terhelési és megfogási kényszerek a valóságban azonos módon kerüljenek kialakításra. Mivel a repülőgépet érő terhelések esetenként több tonna értéket is meghaladtak, a pontos vizsgálatok kivitelezéséhez a 2.42. ábra szerinti egyedi terhelő berendezést terveztem, melyet munkatársaim a 2.43. ábrán láthatóan a terveknek megfelelő fizikai formában valósítottak meg. A terhelőpadon az egyes légerők szimulációját pneumatikus munkahengerekkel állítottuk elő, melyet egy levegő előkészítő egységházba integrált PLC szoftver vezérelt, amit egy érintő képernyőn keresztül tudtam programozni a 2.44. ábrán látottak alapján. A földi terhelési vizsgálatok során minden terhelési esetnél rögzítettem a nyúlás-feszültség értékeket és a tesztek végeztével összevetettem a véges elem vizsgálatokban számított értékekkel. Így közvetlenül ellenőrizni tudtam a számítások helyességét. A vizsgálatok eredményeit a 2.20. táblázatban összegeztem ahol az FEA véges elem vizsgálati eredmények, a földi terhelési kísérletek mellett a légi tesztek során kapott eredményeket is feltüntettem.

80


2.42. ábra – A szerkezeti elemek bevizsgáláshoz tervezett pneumatikus vezérlésű terhelőpad. (forrás: saját készítésű CAD modell)

2.43. ábra – A szerkezeti elemek bevizsgáláshoz elkészült pneumatikus vezérlésű terhelőpad. (forrás: saját készítésű fénykép)

2.44. ábra – A szerkezeti elemek bevizsgálásához elkészült pneumatikus vezérlésű terhelőpad érintőképernyős kezelő felülete. (forrás: saját készítésű fénykép)

81

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek hegesztett elemeinek szerkezeti tömegcsökkentése, virtuális szilárdsági vizsgálataik Összesített állapot:

Összesített légerők hatása a törzsre és a szárny bekötésre

Mérési hely

1

ny = 10g - feszültség -152 бHMH [Mpa] FEA ny = 10g - feszültség бHMH [Mpa] FÖLDI -146 TESZT ny = 10g - feszültség бHMH [Mpa] LÉGI -120 TESZT

2

3

5

9

10

-112

-100

142

-228

-231

-117

-104

135

-235

-238

-98

-80

110

-200

-200

Megjegyzés: légi teszt 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41

2.20. táblázat – FEA, földi szilárdsági vizsgálat és a légi tesztek egyik mérés sorozati eredménye a rács terhelési kritikus pontjairól. (forrás: saját készítésű táblázat)

Vizsgálatok során azt tapasztaltam, hogy a földi szilárdsági vizsgálatok és az FEA végeselem számítások eredményei a biztonság irányába tévednek és 5%-os hibahatáron belül vannak egymáshoz viszonyítva a számított és mért eredmények. Több mint 50 darabos mérési sorozat eredményeként megállapítottam, hogy a levegőben mért értékek alacsonyabbak voltak minden túlterhelési repülési helyzetben. (Levegőben mért értékek példájaként a 2.45., 2.46. és 2.47. ábrákat csatolom) Ennek oka, hogy a földi terhelési vizsgálatok során és az FEA analízisekben is a szerkezetet bizonyos helyen meg kell kötni rögzítési kényszerekkel, melyek 82


járulékos visszaható nyomatékot keltenek a konstrukció elemeire. Levegőben ez a hatás nem jelentkezik, mert a pilóta kormány kitéréseire a repülőgép azonnal reagál és kitér a pillanatnyi „rögzítés” alól.

2.45. ábra – Légi tesztek során mért gyorsulás, túlterhelés, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41. (forrás: saját archívum)

2.46. ábra – Légi tesztek során mért feszültség az 1-es mérési helyen, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41. (forrás: saját archívum)

2.47. ábra – Légi tesztek során mért feszültség a 10-es mérési helyen, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41. (forrás: saját archívum)

Technológiai szempontokat is figyelembe vevő hegesztett kötés véges elem modellezési környezetben végrehajtott vizsgálata során a kapott eredmények a valósághoz mérten tapasztalataim alapján 20-25%-os túlméretezést jelentenek, így az általam kidolgozott eljárás egyértelműen bizonyítja azt, hogy a mérnök a konstrukció tervezés során a tömegcsökkentés referencia szilárdsági számításaiban hagyatkozhat a végeselem számítások értékeire statikus méretezések alkalmával. 83


II.3.3 HEGESZTETT

RÁCSSZERKEZET KIFÁRADÁSI ÉS DINAMIKAI TERHELÉSI KÉRDÉSEI,

EZEK FIGYELEMBE VÉTELE A TERVEZÉS SORÁN

Repülés közben a hegesztett rácsszerkezeten szuperponálódnak, egyidejűleg hatnak a szárnyakról, vezérsíkokról, motorról átadódó illetve a tehetetlenségi terhelések. A repülőgép térrácsszerkezetének véges elem vizsgálatakor és a földi terhelési kísérletek alkalmával a rácsszerkezetet kötöttségi kényszerekkel kell ellátni, melyek az éppen vizsgált részegység komponensen fellépő és a rácsszerkezetre ható erő következtében változnak. Ebből adódóan a szerkezet összetett egyidejű kifáradási vizsgálatát tervezésnél nem áll módjában a konstruktőrnek vizsgálni, mert ez csak valós repülés során a levegőben lehetséges, például a DABAS rendszer alkalmazásával statisztikai alapokon. Azonban a kifáradási folyamatok vizsgálata és elemzése nagyon fontos már a tervezés szakaszában is, mert a törési káresetek legtöbbje hegesztett szerkezetekben következik be és ezen belül a vizsgált estek 79%-ában kifáradás okozza a problémát [28]. Tapasztaltam és mérésekkel igazoltam, hogy repülőgép hegesztett térrács szerkezete esetén a dinamikai fárasztó terhelés jellege szabálytalanul ismétlődő, rendszertelen eloszlású, ezt igazolja a 2.46. ábra is. Tervezés során pont ez jelenti az alapvető problémát, mert a szabálytalan ismétlődés következtében a terhelés amplitúdó és annak frekvenciája váltakozik, így matematikai alapokon szögfüggvényekkel nem kezelhető. A konstrukció kifáradási vizsgálatának elemzéséhez a bemeneti paraméterek megadásához azonban szükségünk van a 2.48. ábra szerinti alapvető feszültség lefutás jellemző mutatószámaira, ezek szabályosan váltakozó terhelés során egyszerűen számolhatók. Rendszertelen terhelés spektrum során a konstruktőr véleményem szerint úgy jár el helyesen, ha meghatározza véges elem számítással az egyes kritikus hegesztett csomópontok feszültség értékeit a repülőgép limit terhelés tartományán belül, például műrepülőgép esetében ny = 1g normál terheléstől ny = 12g túlterhelésig, és maga állít fel egy adott repülési időhöz hasonló terhelési spektrumot, ami természetesen különböző amplitúdójú és frekvenciájú feszültség lengésekből tevődik össze. Ez a feszültség lefutás egy helyettesítő feszültség lengéssel kerül figyelembe vételre, mely során először a feszültség amplitúdók nagysága szerint rendezzük a lefutásképet. Ezt követően meghatározzuk a vizsgált cikluson belül a feszültség ingadozásokat, erre mutat példát a 2.49. ábra.

84


2.48. ábra – Feszültségingadozás meghatározása szabályosan lefutó dinamikai terhelés esetén. (forrás: [29] 10.4. ábrája) бm – középfeszültség, бa – amplitúdó feszültség, бmax – maximális feszültség, бmin – minimális feszültség, ∆бm – feszültség ingadozás

2.49. ábra – Feszültségingadozás meghatározása rendszertelenül lefutó dinamikai terhelés esetén. (forrás: [30] 22. ábrája) ∆бm – feszültség ingadozás

Feszültség ingadozások ismeretében a Miner-féle halmozódó károsodás módszerét alkalmazzuk. Miner kutatásaival igazolta, hogy minden feszültségszintű dinamikus fárasztás, azonos mennyiségű mechanikai munkát emészt fel a szerkezet töréséig. Ez a munka adott sok-sok ciklusban egyenlő részletekben jelentkezik az élettartam során. Mechanikából köztudott, hogy adott kifáradási értékhez egy bizonyos ciklusszám tartozik, ezt az egylépcsős Wöhler-féle vizsgálatból vezetjük le. Az is könnyen belátható, hogy az egylépcsős Wöhlerféle vizsgálatban W/Ni munka halmozódik fel a törés bekövetkezéséig, ahol W – munka és Ni – az a ciklusszám ahol a törés bekövetkezett. Tulajdonképpen ezt olvassuk le a kifáradási anyagvizsgálat eredményeként kapott Wöhler-görbéből. Miner szerint, szabálytalan lefutású terhelés során, ha meghatároztuk a feszültség ingadozásokat, úgy kell eljárnunk, hogy adott terhelés szinteken részkárosodásokat kell vizsgálni és azok, amíg nem összegződnek az 85


egylépcsős Wöhler vizsgálat fáradás okozta töréshez tartozó munkaszint értékével, addig tart a részciklusok okozta károsodás, ez látható a 2.50. ábrán is.

2.50. ábra – Miner-féle halmozódó károsodás rendszertelenül lefutó dinamikai terhelés esetén. (forrás: [30] 27. ábrája) ∆бm – feszültség ingadozás N – ciklusszám, nt – tényleges ciklusszám

Halmozódó károsodás elméletet gyakorlatban repülőmérnöki munkám során a következő lépések sorozatában alkalmazom: 1. Meghatározom a hegesztett rácsszerkezet kritikus teherviselő csomópontjait véges elem eljárással, például 2.39. ábrán látható helyek. 2. Valamennyi csomópontra meghatározom a repülőgép üzemi terhelés tartományának nevezetes бHMH értékeit 1g normál terheléstől 12g túlterhelési értékig. 3. Felállítok egy dinamikus műrepülésre jellemző terhelés spektrumot 4x15 perc repülésre vonatkoztatva, ami egy rendszertelen lefutású szabálytalan terhelés képet jelent. (A 15 perc választását az indokolja, hogy általában egy műrepülő légtér feladat ideje eddig tart az általam vizsgált motoros műrepülőgéppel.) 4. A nevezett 4x15 perces (1 órás) repülést tekintem fárasztási teherciklusnak, melyben elvégzem a feszültség igazodások ∆б rendszerezését. 5. Az 1 repülési órában előforduló rendszerezett feszültség ingadozásokhoz ∆бi véges elem módszer alkalmazásával meghatározom a károsodás bekövetkezéséhez szükséges törési ciklusszámot Ni így megkapom, hogy az adott szinten mennyi repült óra szükséges a károsodás bekövetkezéséhez. 6. Ha minden feszültségszinten ∆бi=1…n ismerem a töréshez tartozó ciklusszámot, Ni=1…n akkor elvégzem végeselem számítással az egyes ∆бi=1…n feszültségszinten nti_1…n – tényleges ciklusszám szerinti módosított számítást. A kapott eredményeket összesítem és így meghatározom, hogy a felállított spektrumot tekintve hol adódik a szerkezet kifáradási határa, melyet a rendszertelen terhelés okoz. 86


Véleményem szerint az általam alkalmazott kifáradás vizsgálati eljárás előnye, hogy sokkal pontosabb eredményt ad, mintha a halmozódó károsodás módszer helyett a számított csomóponti feszültség maximumához tartozó értékhez állítanék fel szabályosan ismétlődő rendszer modellt. Ha ezt a módszert követném jelentősen túlméreteznék, ami a csőfali vastagságok növekedésében jelentkezne és a szerkezet fölösleges tömeg növekedését eredményezné. Vizsgálataim során tapasztaltam azt is, hogy a kifáradásra rendkívül kedvezőtlenül hat, ha a csőcsatlakozások illesztése nem megfelelő. A 2.51. ábrán egy lézervágó fejjel vezérelt CNC szerszámgép kimunkálási eredményeként láthatók a csőcsatlakozások. Minél pontosabb illesztési hézag és a csövek csatlakoztatási rése kedvezően hat a dinamikai hatásokkal szemben, mert hegesztéskor nem kell a varratot utólag feltölteni, ami felületi egyenetlenségekhez vezethet és az feszültség torlódást eredményez. Mint arra már az előzőekben kitértem, a virtuális FEA vizsgálatok során is a valóságos él előkészítést kell CAD modellen elkészíteni, hogy a valóságnak megfelelő állapotban történhessen az elemzés, így kapjuk a legpontosabb eredményeket a konstrukció kialakítása során.

2.51. ábra – Csőcsatlakozások varrat előkészítéshez. (forrás: saját készítésű fotó)

A második fejezet zárásaként a 2.52. ábrán látható folyamatábrán összegzem az általam kidolgozott tervezési módszert hegesztett csőszerkezetű repülőgép törzs varratainak szilárdsági méretezésére statikus és fárasztó igénybevétellel szemben.

87


2.52. ábra – Hegesztett csőszerkezetű repülőgép törzs varratainak szilárdsági méretezésére statikus és fárasztó igénybevétellel szemben folyamatábra. (forrás: saját készítésű ábra)

88


II.4 KÖVETKEZTETÉSEK Hegesztett repülőgép szerkezetek tervezésénél és konstrukciós kialakításuknál virtuális CAE környezetben lehetőség van a kötések elemzésére, geometriai megvalósítással együtt technológiai paraméterek megadására is. Hegesztett törzs rácsszerkezet esetén alkalmazható az általam kidolgozott Racer-féle analízis módszer, melyek legfontosabb érdemi újdonsága a varrat és környezetének inhomogenitási eloszlás figyelembe vétele. A Racer-féle eljárási módszer és a földi szimulációs szilárdsági vizsgálatok eredményei közel azonosak, eltérés kb. 5%. A szoftveres méretezés és a földi terhelési esetek elemzései a levegőben azonos manőverező hatásoknál fellépő túlterhelések számított és mért értékei között 20-25% eltérés van, biztonság irányába a szilárdsági elemzések ennyivel túlmérettek. Ennek okai a megfogási peremfeltételekhez köthető, a szimulációkban és a földi vizsgálatoknál a szerkezeti elemek mereven megfogottak, a levegőben ez a hatás nem jelentkezik, túlméretezést a rögzítésből származó járulékos nyomatékok jelentik. Ekkora biztonsági tartalék a tömegcsökkenés lehetőségét biztosítja és a Racer-féle eljárás iterációs optimalizációt biztosító eszközeként is szolgálhat.

89

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései

III.

KÖNNYŰ,

ULTRAKÖNNYŰ

SZERKEZETI VIZSGÁLATAIK,

ELEMEI

REPÜLŐGÉPEK AZOK

FÉM

KOMPOZIT

GYÁRTAHTÓSÁGA,

TEHERHORDÓ

ELEMEK

KIVÁLTÁSÁNAK KÉRDÉSEI III.1

BEVEZETÉS A KOMPOZIT SZERKEZETEKBE

Kompozit anyagokat az 1990-es évek közepéig elsősorban az űrkutatásban és a katonai repülés szektorában alkalmazták. Ennek a két ipari ágazatnak szükség igénye arra is kiterjedt, hogy a fejlesztéseket, kutatásokat ösztönözze és támogassa [31]. Magyarország egészen 1992ig COCOM38 listás országok tagja volt így legálisan nem kerülhetett be hazánkba olyan technológia Nyugat-Európából és az Amerikai Egyesült Államokból, mely a legkorszerűbb anyagok technológiai felhasználást biztosította volna a hadiipar számára. Az eltelt 20 év alatt az országok világpolitikai elhatárolósága megszűnt és új gazdasági érdekek, stratégiák alakították át a kereskedelmi forgalmat világszerte. Részben ennek köszönhető, hogy a kompozit technológia a könnyű, ultrakönnyű repülőgép terén napjaink forradalmi korszakát éli, de ehhez természetesen hozzájárult az elmúlt években az anyagtudomány által elért eredmények piacra kerülése is. Kompozitok manapság az ipari ágazaton belül csúcstechnológiai szintet képviselő anyagok és eljárások csoportba tartoznak.

III.1.1 A KOMPOZIT HÉJSZERKEZET ÉPÍTÉS MEGHATÁROZÓ ALAPJAI ÉS A FÉMÉPÍTÉSŰ FÉL HÉJSZERKEZET KONSTRUKCIÓ

Következőkben leginkább a szálerősítéses műanyag kompozit szerkezetekkel foglalkozom, melyek repülőipari alkalmazásának alapja az alumínium anyagból felépített fél-héj szerkezet építési módszer. A 3.1. ábrán látható fél héjszerkezeti kialakítású törzs körben futó törzskeretekből, hossz- és keresztmerevítőkből állnak, melyet úgynevezett klippántok erősítenek össze egymáshoz szegecsekkel. Ilyen konstrukció esetén az előbbiekben említett elemek mindegyike külön-külön funkciót tölt be a terhelés felvételben és a szerkezethez 38

COCOM lista: A COCOM-lista egy, a keleti blokk országait sújtó, multilaterális kereskedelmi embargó volt. A lista az embargót koordináló 1947-ben alapított bizottság, a Coordinating Committee for Multilateral Export Controls első két szavának rövidítéséből kapta nevét. A COCOM-lista egy csúcstechnológiai termékeket tartalmazó feketelista volt. A listán szereplő termékeket tilos volt az embargó alatt álló országokba (KGST, Kína) exportálni, hogy azok így egyre inkább lemaradjanak a fegyverkezési versenyben. A COCOMlistát ezért a hidegháborús gazdasági hadviselés egyik formájának is lehet tekinteni. [32] 90


erősített burkoló borítás az aerodinamikai formát biztosítja, teherviselő szerepe csak minimális. A fél héjszerkezeti kivitelezés egyik hátránya, hogy az elemek csatlakozásának biztosításához számos kivágást kell elvégezni a szerkezetben, melyek feszültséggyűjtő helyeket jelentenek (példaként FEA vizsgálattal mutatva a 3.2. ábrán), és bizonyos idő elteltével korróziós ártalmak jelentkeznek, melynek megjelenési formája leginkább feszültség korrózió, lyukkorrózió. A konstrukció előnye üzemeltetés szempontjából lényeges, mert jól kontrolálhatók a deformációs területek és a repedések különböző NDT39 vizsgálatokkal egyszerűen felderíthetők, a sérült területek javítását könnyedén elő lehet készíteni [33].

3.1. ábra – Fél héjszerkezetű törzs szerkezet. (forrás: [33] 2-es ábra, saját készítésű CAD modell)

Az alumínium fél héjszerkezetben a hossztartók veszik fel a hajlító nyomatékból származó erőket, a bordák feladata alaktartás és a csavarás részbeni felvétele, a keresztmerevítők szerepe a merevség növelése. Konstrukció tönkremenetelének leginkább oka a korrózió mellet, hogy valamelyik elem az alternáló kompressziós terhelés hatására kihajlást szenved, vagy a vékony falvastagságú anyag elszakad. Szálerősítéses műanyag kompozit szendvicspanelek alkalmazásával héjszerkezetet építhetünk és az említett hátrányok mindegyike kiküszöbölhető, a szerkezet tömege jelentősen csökkenthető, mellyel párhuzamosan szilárdságuk többszörösére növelhető. A kompozit héjszerkezet építés legfőbb jellemzőit és különbségét a fém fél héjszerkezethez viszonyítva tudományos értekezésemben kifejtettem, miszerint: „A héjszerkezetű kompozit törzset érő terhelések felvételében a borításnak elsődleges szerepe van. Alapvető különbség a fél héjszerkezethez viszonyítva, hogy a hossztartók és a bordák egy része helyettesíthetők nagyszilárdságú szénövekkel, melyeket szálirány helyesen beépítve viszonylagosan nagy szilárdság

növekedést

érhetünk

el,

mindamellett

tömegcsökkentés.[34]”

39

NDT: roncsolás mentes anyagvizsgálat 91

pedig

jelentős

a

szerkezeti


3.2. ábra – Fél héjszerkezetű törzs szerkezet körbefutó borda keret kivágási feszültséggyűjtő helyének Mises-szerinti feszültség eloszlása. (forrás: [33] 2-es ábra, saját készítésű CAD modell)

3.3. ábra – Corvus Phantom héjszerkezetű szálerősítéses kompozit repülőgép törzs megerősítése a törzs szendvicsbe laminált karbon szövettel (piros nyilak mutatják a helyeket). (forrás: saját készítésű fotó)

A szálerősítéses kompozit héjszerkezeten belül elsősorban a szendvics szerkezet héját érdemes a bordák, hossztartók beépítése helyett megerősíteni, erre mutat példát a 3.3. ábra. Ezzel a módszerrel érhető el leginkább tapasztalatom szerint a szerkezeti tömegcsökkentés. A kompozit technológia legfőbb előnye, hogy a szendvics héj tetszőleges módon erősíthető. Célszerű ezt követni, és törekedni a minél kevesebb merevítő borda, keret és tartó beépítésére, mert azok felesleges tömegnövekedést eredményeznek egyrészt öntömegük, másrészt a felkent ragasztó alkalmazása következtében. A szendvics héjba integrált erősítő szövetek a tér bármely irányába merevíthetik az egységet, mert beépíthetőségük flexibilitást eredményez abban a tekintetben, hogy a terhelő erőhatás melyik irányban jelent jellemző igénybevételt. Ez az építési módszer fogja jelenteni a szerkezet szükséges mesterséges anizotrópiáját. Következőkben

a

szendvicsszerkezetről

és

ezt

követően

a

szövet

laminátumok

jellegzetességeit vizsgálom.

III.1.1.1 SZENDVICSSZERKEZETEK ÉS LAMINÁTUMOK FELÉPÍTÉSE ÉS JELLEMZŐIK A szendvicsszerkezet minden esetben magból és két oldalon található héjból épül fel, lásd, 3.4. ábra. A mag nem fő teherviselő elem, a héj tölti be a fő teherhordórész szerepét. A magot és a héjat ragasztófilm köti össze. Szendvicsszerkezet esetén a mag adja az egység szükséges inerciáját és keresztmetszetet, a mag tehát nagyságrendekkel nagyobb vastagság irányú mérettel rendelkezik, mint maga a héj. A szendvicsben a mag készülhet puliuretán-, polivinil92


klorid-, polimetakrilimid- habból vagy lehet nomex méhsejt szerkezetű. Az, hogy milyen maganyagot alkalmaznak, elsősorban a kompozittal szemben tanúsított szilárdsági elvárásoktól függ, de emellett a felhasználás célja is meghatározza azt, és a beszerzési ár sem elhanyagolható szempont. Héj maga a szendvicsben a laminált szálerősítéses szövetszerkezet, ami lehet szén- (karbon), üveg-, kevlár-, vagy bórszövet. A szálerősítő anyagok legfontosabb mechanikai jellemzőit a 3.1. táblázatban foglaltam össze.

3.4. ábra – Szendvicsszereket felépítése méhsejt mag anyag és karbon szövet. (forrás: saját archívum) Sűrűség

Szakítószilárdság

Rugalmassági

Szakadási

[g/cm3]

[GPa]

modulus [GPa]

nyúlás [%]

E-üveg szál

2,6

2,5

72

4,8

HS szén szál

1,75

3,4

240

1,4

HM szén szál

1,78

2,3

350-400

0,65

LM kevlár 29 szál

1,44

2,8

59

4,7

HM kevlár 49 szál

1,45

3,3

127

2,6

Bórszál

2,49

3,6

400

0,9

Szál megnevezése

3.1. táblázat – Néhány szálerősítő anyag fontosabb mechanikai jellemzői. (forrás: [35] könyvből)

A 3.1. táblázatban megadott szakítószilárdságra vonatkozó adatok tisztán a szálszilárdságra vonatkoznak. A szendvicspanel erősítő héjszerkezete a 3.1. táblázatban megadott valamelyik szálból szövött laminátumból épül fel. Laminátum a száraz szövet és gyanta egységesítésével jön létre, melyben a szövet a szálakból meghatározott orientációba kerül megadásra. A szövést

készíthetjük

úgy,

hogy

fő

terhelhetőségük

hosszirányban

legyen,

vagy

alkalmazhatunk kereszt és akár diagonál szövést is, ezzel biztosítani tudjuk a különböző oldalirányú terhelések felvételét. A szövetek, mint alapanyagok két nagyobb csoportját különböztetjük meg, a száraz típusúkat, és az előimpregnáltakat. Az előimpregnált szövet már rendelkezik bizonyos mennyiségű gyanta tartalommal. Ebből az elkülönítésből az következik, hogy a kompozit alkatrészek gyártásánál alapvetően két eljárást tudunk megkülönböztetni.

93


A szerkezetek gyártása történhet nedves eljárással, ezt szaknyelven wet lay-up módszernek nevezik. Lényege, hogy a száraz szöveteket a gyártási folyamat során itatják át gyantával, amikor a negatív forma sablonban elkészítjük a pozitív munkadarabot. Repülőiparban jó mechanikai tulajdonsága miatt az epoxigyantákat használják. Ennek a technológiának alkalmazása során figyelni kell arra, hogy a bekevert gyanták fazékideje40 rövid, általában 2-3 óra. A wet lay-up technológia kezdő folyamata, hogy a negatív gyártó sablon vezérfelületére formaleválasztó anyagot kenünk és arra viszonylag egyenletes rétegben hordjuk fel a lamináló gyantát. Erre helyezzük rá az első réteg száraz szövetet, majd ezt a folyamatot addig ismételjük, még a mérnökök által szilárdsági számításokkal alátámasztott szükséges anyagvastagság létre nem jön. Az eljárás során fontos az erősítőszál-mátrixgyanta arány beállítása, ezért a felesleges gyanta mennyiséget a laminátumból el kell távolítani. Ehhez felszívó paplant alkalmazunk és a laminátumot tömítve becsomagoljuk, melyből a levegőt valamekkora vákuum nyomás létrehozásával kiszivattyúzzuk, a vákuumozás során a gyantát a felszívó paplan magába zárja, mellyel párhuzamosan hőkezelést is lehet végezni, ha arra szükség van. A szerkezetek gyártásának másik lehetséges módszere az előimpregnált anyagokból történő előállítás, szaknyelven prepreg technológia. A prepreg, gyantával előitatott nedves szövet, melynek száliránya az adott szövetben azonos. A módszer előnye, hogy az előimpregnáláshoz használt alkalmazott gyanta fazékideje nagy, szobahőmérsékleten 12-21 nap. A technológiánál előny, hogy nem a szerszámba lamináláskor kell a szövet és gyanta arányt beállítani, legfőbb hátrány, hogy alkalmazásához kimagasló minőségbiztosítási színvonalat megkövetelő infrastrukturális beruházás szükséges. Az előimpregnált szalagokat, melyek védőfóliával védettek, negatív hőmérsékleten szükséges tárolni a felhasználás napjáig. A tárolt alapanyagokat gyártástól számított maximum 1 éven belül szükséges elhasználni, szobahőmérsékleten felhasználhatósági idejük a már említett 12-21 nap. Az eljárás hasonló, mint amit a wet lay-up technológiánál alkalmazunk a beépítésre kerülő prepreg szalagokat szálirány követelményeknek megfelelően rétegesen kell egymás tetejére helyezni a védőfóliák eltávolítása után. Az impregnáló gyanták szobahőmérsékleten nem térhálósodnak, ezért a szerszámba helyezett rétegeket megemelt hőmérsékleten meleg kúra alá vetik és ezzel egyidejűleg szintén vákuumozzák. A meleg kúra hőmérséklete függ a munkadarab méretétől, a megkívánt szilárdságtól és az anyagvastagságától.

40

A gyanta felhasználási időt a kompozit technikában fazékidőnek nevezzük. 94


Szendvicsszerkezeti elemek alkalmazhatók nyomásra, húzásra, hajlításra kitett tartóknak, készíthetünk belőlük nyírt gerincű tartókat is. A szendvicsszerkezet károsodásánál legtöbb esetben a héjban indul meg, szinte minden esetben a nyomásra kitett oldalon, mert a laminátum nyomószilárdsága kompozitok esetén gyengébb, mint a húzószilárdsága. A laminátum rétegszerkezetének tervezésénél (3.5. ábra) a következő szempontokat kell figyelembe venni: -

amennyiben lehetséges szimmetrikus rétegezést célszerű alkalmazni,

-

ha a tartó terhelésének hatására egytengelyű feszültségi állapot jön létre a laminátumban, akkor a terhelés irányába eső szálerősítést kell alkalmazni, tehát UD41 szövetek beépítése elegendő,

-

nyírásra és csavarásra igénybevett tartók esetén +/-45°-os szálirányú erősítést kell végrehajtani a laminátumban, figyelve a kiegyensúlyozott réteg felépítésre, miszerint ugyanannyi +45°-os és -45°-os rétegszám legyen,

-

több tengelyű igénybevétel fellépésekor meg kell határozni, hogy az egyes feszültség komponensek adott irányokban mekkora anyagvastagságot követelnek meg a laminátumtól és ennek megfelelően kell a rétegezést vegyesen felépíteni.

3.5. ábra – Réteg felépítés jellemző szálirányokkal. (forrás: [36]

A szendvicsszerkezetekre szilárdsági szempontok szerint következő a jellemző: -

a borító héjban húzó és nyomó feszültség lép fel illetve jellemző még bizonyos esetekben a síkbeli nyírófolyam,

-

szendvicsmag terhelése nyírt gerincű tartó esetén, nyíró feszültség illetve hajlításkor a nyomó feszültség veszélyes,

-

a mag vastagsággal a szerkezet szükséges inerciája viszonyát biztosíthatjuk.

Attól függetlenül, hogy wet-lay-up vagy prepreg eljárással készül el az adott munkadarab, a szilárdsági mutatószámok nagyban függnek a már előzőkben írt vákuumozástól és az azzal párhuzamosan zajló hőkezeléstől, mely a térhálósítást nagyban elősegíti. A 3.6. ábrán egy vázlatrajzon mutatom be a vákuumzsákos feldolgozási eljárás főbb metódusát. Ha 41

UD jelentése unidirectional vagyis egyirányú szál erősített szövet 95

a


vákuumozás nem megfelelő, akkor a térhálósított szerkezeti darabban az előírtnál több gyanta mennyiség marad és ez a szilárdsági tulajdonságok leromlásához vezethet.

3.6. ábra – Vákuumzsákos technológia felépítése. (forrás: [37]

A tervező mérnök által meghatározott szilárdsági követelmények teljesítése céljából minden esetben ellenőrizni kell, hogy az adott feldolgozási technológiával az alkatrészek mechanikai mutatószámai teljesülnek-e. Következőkben a szendvicspanelek és laminátumok szilárdsági kérdéskörével foglalkozom.

III.1.1.2 SZENDVICSSZERKEZETEK ÉS LAMINÁTUMOK SZILÁRDSÁGI MÉRETEZÉSE A laminátumok szilárdsági méretezésének megértéséhez tekintsük a 3.7. ábrán látható csőszakasz darabot. A csőfalban három különböző feszültség összetevő ébredhet attól függően, hogy fenekelt vagy nyitott, ezek a tangenciális, radiális és axiális irányban fellépő feszültségek, melyek a 3.8. ábrán láthatók.

3.7. ábra – Csőszakasz darab. (forrás: saját készítésű rajz)

3.8. ábra – Belső nyomással terhelt csődarab feszültségei.(forrás: [38]

96


A csőfalban fellépő feszültségek a következő módon számíthatók: -

tangenciális irányban fellépő feszültség (kazánformula):

σ  t -

(e.3.1)

axiális irányban fellépő feszültség:

σ  a -

P  Dk 2t P  Dk 4t

(e.3.2)

radiális irányban fellépő feszültség:

σ n y  P

(e.3.3)

Az összefüggésekből egyértelműen látszik, hogy a maximális feszültségtényezőt a tangenciális tag jelenti. A radiális irányú tag csak akkor működik, ha a tartály fenekelt. Ha a csövet kompozit laminátumból készítjük el, akkor egyszerűen és könnyen tudunk iterációs optimalizációt végrehajtani, mert a 3.7. ábra alapján látható, hogy 90°-os irányban a szerkezetnek dupla terhelést kell elviselni, mint a 0°-os irányban. Így ebben az esetben a szerkezetben 90°-os irányú szálerősített szövetek alkalmazása dominál, de természetesen a 0°os irányú erősítés sem hanyagolható el. Vizsgáljuk meg továbbiakban ezt a csövet a következő bemeneti adatokkal: (példa 3 / 1) -

Nyomás: P = 200 bar = 20 MPa

-

Külső átmérő: Dk = 100 mm

-

Falvastagság: s = 3 mm

Ebben az esetben fellépő feszültség összetevő komponensek: -

бt = 333 MPa

-

бa = 166,5 MPa

A képzeletbeli laminátumban alkalmazzunk CF-241-es prepreg szénszövetet 70/30 szálgyanta tartalommal. A vákuumozás és az előírt hő kúra végén Rm = 1100 MPa szakítószilárdságot kapunk. A tönkremenetellel szembeni biztonság értéke ebben az esetben a szakítószilárdsághoz viszonyítva a következő: -

j = 3,3 a tangenciális értékhez

-

j = 6,6 az axiális értékhez

Tekintsük a minimálisan előírt biztonsági tényezőt j = 2-nek, így a tangenciális és axiális összetevő esetén akár 550 MPa értéket is megengedhetünk, ami azt jelenti, hogy a falvastagságon csökkenthetünk. Az e.3.1 és e.3.2 összefüggések alapján a falvastagságra azt kapjuk, hogy: 97


-

s = 1,81 mm a tangenciális értékhez képest

-

s= 0,9 mm az axiális értékhez képest

A CF-241-es prepreg szénszövet vastagsága előimpregnált állapotban s = 0,24 mm, így a 3.7es számú ábra szerinti 90°-os irány beépítése esetén 8 darab szövet szükséges, még a 0°-os irány beépítése esetén 4 darab szövet is elegendő. Ebben az esetben célszerű 4 darab olyan szövetet beépíteni, melynek szál erősítése 0/9042-es és a két irányt tekintve a mechanikai jellemzők értékei azonosak, és 4 darab 90°-os UD szövetet betervezni. A képzeletbeli példám rétegrend terve a 3.2. táblázat szerint alakul. A táblázatban az első és a tízes réteg szövet csak technológiailag szükséges és csak kismértékben vesz részt a terhelés felvételében, mert orientációját tekintve +45° és -45° beépítésűek. Az előírt rétegszerkezettel tehát a kombinált teherhordás a következőképen alakul: tangenciális irányban 8 szövet vesz részt a terhelés felvételben, ez t = 1,92 mm falvastagságot jelent, -

axiális irányban 4 szövet vesz részt a terhelés felvételben, ez t = 0,96 mm falvastagságot jelent.

42

0/90-es szövet esetén a szálak egymásra merőlegesen futnak és két irányban terhelhető a munkadarab 98


Rétegrend felépítés Elem: tartály Réteg Nr.

Anyag

Orientáció

Vastagság

σ

húzó σ 2

nyomó 2

megnev.

(szálirány)

(mm)

(N/mm )

(N/mm )

1

DE 200

+45°

0,12

NA

NA

2

CF 241

90° UD

0,24

1100

3

CF 241

0 / 90

0,24

4

CF 241

90° UD

5

CF 241

6

τ

nyíró,

csavaró

E-modulus

Tömeg 2

Teríték

Effektív 2

Effektív

Összes

(Gpa)

(gr/m )

méret (mm)

felület (m )

tömeg (gr)

vastagság

45

23

200

x

x

x

0,12

700

NA

70

240

x

x

x

0,36

1100

700

NA

70

240

x

x

x

0,60

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

0,84

0 / 90

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

1,08

CF 241

90° UD

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

1,32

7

CF 241

0 / 90

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

1,56

8

CF 241

90° UD

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

1,80

9

CF 241

0 / 90

0,24

1100

700

NA

70

240

x

x

x

2,04

10

DE 200

-45°

0,12

NA

NA

45

23

200

x

x

x

2,16

(N/mm2)

DE 200 üveg prepreg szövet, csak technológiai réteg, szilárdságilag nincsen szerepe CF 241 szén szövet, 0° UD és 0/90-es szilárdságilag teherhordó szövetek Tangenciális terhelés esetére: 4 darab 90° UD és 4 darab 0 / 90-es szén szövetek, 2,3,4,5,6,7,8,9 rétegek Axiális terhelés esetére: 4 darab 0 / 90-es szén szövetek, 3,5,7,9 rétegek

3.2. táblázat – Tartály rétegrend kialakítása

99


Szerkezeti elem egyesített falvastagsága a két technológiai réteget is figyelembe véve t = 2,16 mm. Ellenőrizzük a tangenciális és axiális feszültség összetevők nagyságát számítással: -

Tangenciális irányban: σ  t

P  Dk 20  100 2000    520 MPa , az így kapott 2s 2  1,92 3,84

tönkremenetellel szembeni biztonság j = 1100 / 520 = 2,11 és az előírt j = 2 kritériumnak megfelel. -

Axiális

irányban:

σ  t

P  Dk 20  100 2000    520 MPa , 4s 4  0,96 3,84

az

így

kapott

tönkremenetellel szembeni biztonság j = 1100 / 520 = 2,11 és az előírt j = 2 kritériumnak megfelel. A tartály és csőépítés anyagául az iparban általában az 1.4301-es ausztenites szövetszerkezetű acéltípust használják, ennek figyelembe vehető effektív szakítószilárdsága Rm = 560 MPa körül van. Ha a kiinduló bemeneti adatok eredményeiként meghatározott értékeket nézzük: -

бt = 333 MPa

-

бa = 166,5 MPa

és emellett figyelembe vesszük, hogy a biztonsági tényező minimális előírt értéke j = 2 legyen, akkor azonnal látható, hogy ebből az acélból a s = 3 mm-es kiinduló falvastagság értékét növelni kellene, hogy a biztonsági kritériumok teljesüljenek. Az eddigi levezetés igazolja a műanyag szálerősítéses kompozit szerkezetek szilárdságtani előnyét, mely az acélhoz viszonyítva magasabb teherbírást és kisebb szerkezeti tömeget jelent. Szendvics panelek méretezése során minden esetben meg kell vizsgálni, hogy a szerkezeti darab, nyomó terhelés hatására kihajlásra mennyit bír elviselni. Műanyag szálerősített kompozit szerkezetek esetén mindig a nyomó terhelés okozta hatások a legkritikusabbak a héjban, a belső szálak kihajlása miatt. A 3.9. ábrán látható, hogy a nyomófeszültség hogyan okozhat tönkremenetelt. Az (a)-val jelölt rajz a makro szerkezet szintjén tapasztalható klasszikus Euler-féle kihajlást, a (b)-vel jelölt a makro szerkezet szintjén fellépő héj lap elnyíródást, a (c)-vel jelölt a mikro szerkezetben fellépő szál elhajlást, még a (d) a héj helyi ráncosodását szemlélteti. A tönkremenetel módja függ a fellépő erő nagyságától, intenzitásától, a valós megfogási viszonyoktól és esetleg más-más csatlakozó alkatrészek merevítésének hatásától. A következőkben vizsgáljuk meg a 3.10. ábrán látható szendvicspanel nyomóterhelés hatására bekövetkező szilárdságát.

100


3.9. ábra – Belső nyomással terhelt csődarab feszültségei. (forrás: [39] Fig.2.)

3.10. ábra – Szendvics panel felépítése az ábrán thickness skin a a héj vastagságot, a thickness core pedig a mag vastagságot jelenti. (forrás: saját készítésű rajz)

A számítás bemeneti adatai (példa 3/2): -

Héj vastagság:

théj = 0.12 mm

-

Héj rugalmassági modulus:

ErhéjCFRP = 52000 N / mm2

-

Mag vastagsága:

smag = 8.20 mm

-

Mag rugalmassági modulus:

Ermag = 75 N / mm2

-

Szendvics panel vastagsága:

sszendvics = 8.44 mm

-

Panel szélessége:

b = 100 mm

-

Panel befogási hossza:

L = 100 mm

Mivel a panel nyomóterhelés hatására kihajlásra érzékeny így Euler-féle kihajlás elméletet és a hozzátartozó összefüggést kell alkalmazni, miszerint a kihajlító erő nagysága a következő:

π 2  Er  I Fk  n  L2

(e.3.4)

Összefüggés azonos az (e.2.14)-ben leírttal. Mivel az Euler-féle elv elsősorban hosszú karcsú nyomott rúd vagy körhenger alakú szerkezethez használható, így a nyomásnak kitett panel esetében az összefüggés módosul. Nagyon lényeges, hogy műanyag szálerősített kompozit szerkezet esetén a vizsgálatokat csak rugalmas tartományban végezhetjük el, a rugalmas-plasztikus határátmenet fölött tehát plasztikus alakváltozásnál alkalmazott Euler-elv nem alkalmazható, hiszen a műanyag szálerősített kompozit szerkezetnek nincsen kimondott folyáshatára. Az Euler elv abból indul ki, hogy nyomó terhelés esetén a szerkezetet Mh hajlító nyomaték terheli és ennek ellenáll az anyag belső rugalmasságából fellépő visszatérítő nyomaték Mv, melyek határállapotbanegyensúlyban vannak, tehát Mh = Mv. Határállapot a rugalmasság szélső értéke és eddig a visszatérítő nyomaték a rúd kihajlásával minden egyes hossz menti helyén arányos. Ebben a tartományban igaz, hogy a visszatérítő nyomaték: Mv = Er∙I∙y”

101

(e.3.5)


ahol y – a rúd adott hosszán x helyen fellépő kihajlás, ami a sinus vonallal arányosan zajlik. A hajlító nyomatékra igaz, hogy: Mh = F∙y

(e.3.6)

Korábban írtam, hogy határesetben a kettő egyenlő, tehát: F∙y = E∙I∙y”

(e.3.7)

Az (e.3.5) összefüggés nem más, mint a rugalmasan meghajlott szál differenciál egyenlete, vagyis igaz, hogy:

d2y M  2 Er  I dx

(e.3.8)

A differenciálegyenlet megoldásának menetével terjedelmi korlátok miatt nem foglalkozom. Az egyenletet megoldva kapjuk a y” = π2/L2y paramétert, melyet az (e.3.7) összefüggésbe visszahelyettesítve adódik az (e.3.4) összefüggés, ahol az n – független változó a befogási viszonyokra jellemző szám. Az Euler-féle képletből levezethető, hogy a kritikus erő elérésénél fellépő kritikus feszültség a következő:

k 

Fk  2  E r  I  2  Er 2  2  Er i2 2    i    E   r 2 2 2 A 2 Lk  A Lk Lk

(e.3.9)

ahol Lk = L∙k, k – a kihajlott hossztól és a befogástól függő konstans, tulajdonképpen az (e.3.4) összefüggésben található n számmal matematikailag kapcsolatba hozható. Az (e.3.9) egyenletben az i – inercia sugár, λ – karcsúság, ezek az (e.2.15) összefüggésekkel számíthatók. Az (e.3.4) és (e.3.9) összefüggések lemez nyomó igénybevétele esetén nem valósak, pontosabban módosulnak, ezeket kell alkalmazni a szendvicspanel esetén is. Ennek oka, hogy a klasszikus Euler-féle összefüggés akkor igaz, ha a vizsgált test szélessége a hosszhoz és a vastagsághoz mérten kicsi. Ez igaz rúd esetén, de nem igaz zömök panel, vagy lemez nyomó terhelése alatt. Ráadásul figyelembe kell venni a 3.11. ábrán látható határ karcsúságot is, mely alatt a tönkremenetel nem rugalmas, hanem képlékeny átmenetben valósul meg, de amint azt előzőleg már írtam, hogy műanyag szálerősített kompozit szerkezet esetén a vizsgálatokat csak rugalmas tartományban végezhetjük el, mert a műanyag szálerősített kompozit szerkezetnek nincs kimondott folyáshatára. A problémát mégis az jelenti, hogy szendvicspanelek esetén a legtöbbször zömök elemeket kell méretezni.

102


3.11. ábra – Rugalmas-képlékeny határátmenet kihajláskor. (forrás: saját archívum)

Lemez szerkezet esetén a szélesség a vastagság többszöröse is lehet és ebből adódóan a szélső szálban létrejövő feszültség és alakváltozás alakulását a Poisson szám befolyásolja, vagyis a hosszirányú alakváltozást a keresztirányú elmozdulás okozta alakváltozási mező is módosítja. Az egyszerű Hooke törvény alapján tudjuk, hogy adott irányú nyúlás esetén igaz, hogy: б = ɛ ∙ Er, tehát a nyúlás  

 Er

. A hosszirányú nyúlás és a keresztirányú nyúlás közötti

kapcsolat ɛx = ɛz ∙ ν, ahol ν – Poisson szám. Ha a szerkezeti darabot x irányban terheli nyomó feszültség, akkor a бx feszültségek mellett бy feszültség is keletkezik és a kettő egymáshoz viszonyított arányát fogja meghatározni a Poisson szám. Tulajdonképpen ez okozza azt, hogy a kritikus kihajlító erő értéke is változni fog:

Fkr 

n   2  Er  I L2  (1   2 )

(e.3.10)

Ebből az összefüggésből is meghatározhatjuk a kritikus feszültség értékét, melynek levezetését mellőzöm:

 kr  n 

 2  Er  s 2 12  L  (1   2 )

(e.3.11)

ahol s – a vastagságot jelenti, az n – befogási tényező. Fontos hangsúlyozni, hogy az (e.3.11) összefüggés csak rugalmas tartományban igaz. A megadott bemeneti paraméterek alapján határozzuk meg a kritikus feszültség értékét, a 3.10. ábrán látható panel esetén. Először vizsgáljuk meg a karcsúsági viszonyokat. Panel vagy lemez esetén karcsúság a következő: 103




12  L 12  100   41 s 8,44

(e.3.12)

A 3.11. ábrában látható, hogy zömök panelről van szó, tehát kritikus esetben nem a rugalmas alakváltozási mezőben történik az alakváltozás. Mivel konkrét folyáshatárt a szendvicspanel esetén nem tudunk meghatározni, így az (e.3.11) összefüggést kell használni. Itt jegyzem meg, hogy ha plasztikus anyagot vizsgálnánk az (e.3.11) egyenlet módosulna. Figyelembe kell azonban vennünk azt, hogy a mag és a héj rugalmassági modulusa különböző, nem homogén szerkezetet vizsgálunk. Az (e.3.10) összefüggést alkalmazva, ebben az E∙I szorzatot egy ekvivalens hajlító merevséggel kell helyettesíteni, mely figyelembe veszi a héjat és a magot is, számítás a következő [40]:

EI 

2 b  s héj  s mag  E héj

2

(e.3.13)

Jelen esetben ennek értéke 20978880 N/mm2. Alkalmazva az (e.3.10) összefüggést kapjuk, hogy:

Fkr 

n  π 2  Er  I 3,14 2  20978880  n   n  20893 N L2  (1  ν 2 ) 100 2  (1  0,12 )

az n értéke: n = 1 ha a 3.10. lemez a szélessége szabadon fekszik fel, n = 4 ha a 3.10. lemez a szélessége mentén a peremen befogott. Eddig a 3.9. ábrán látható (a) esetet elemeztem, de szendvics méretezésénél a többi lehetséges tönkremeneteli formákra is meg kell vizsgálni a szerkezeti elemet. Természetesen, amelyik esetben a legkisebb az erő értéke az a tönkremenetel fog bekövetkezni legelőször. A 3.3. táblázatban a 3.9. ábrának megfelelő négy eset kritikus határ terheléseinek számítási összefüggéseit foglalom össze. Szilárdsági méretezésekre és a rétegrend tervezésre végül egy főtartó méretezést mutatok be (példa 3/3). A 3.12. ábrán látható az általam tervezett kétszemélyes könnyű, katonai alkalmazásokra is alkalmas oktató műrepülőgép (típusa SA-01 Sólyom) szárnya, irányfelületei és burkolata, amik műanyag szálerősítéses kompozit szerkezetek. Az ábra a vízszintes felület légerő számításához szükséges karok távolságának referencia értékeit tünteti fel.

104


3.3. táblázat – Példa / 3.2 bemeneti adatokkal vizsgált szendvicspanel tönkremeneteli módjai.

3.12. ábra – Vízszintes vezérsík szekció légerő számítás kartávolságok bemeneti adatai. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

A félszárnyon fellépő összesített légerő értéke Fy = 46843 N, melyet a Schrenk-féle megoszlás eredményeként kaptam. A vízszintes irányfelület terhelése két összetevőből áll, a balansz- és a manőverterhelésből. Balansz terhelésre kapjuk a 3.4. táblázatban számított értéket.

105

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései Fy / 2 félszárny légerő nagysága 25% AC KAH szárny - CG KAH szárny távolsága 25% AC KAH vízszintes vezérsík - CG KAH szárny távolsága Vízszintes vezérsík balansz terhelése

46843

N

107

mm

A szárny MAC értékét elhanyagoljuk, mert az nagyon

4196

mm

1195

N

kicsi 16Nm

3.4. táblázat – Vízszintes vezérsík balansz terhelés számítása.

A vezérsík szekciót a manőverező hatásból VA sebességnél fellépő maximális engedélyezett túlterhelésre kell méretezni. A számításnál abból indulunk ki, hogy manőverezés hatására fellépő terhelés növekmény vezérsíkon a repülőgép tömegközéppontjára nyomatékot fejt ki és azzal a forgópályára állító perdületváltozás, vagyis a perdület tart egyensúlyt, ezt a következő összefüggés fejezi ki:

M  Fm  Lt    

(e.3.14)

ahol: Fm – manőverterhelés növekmény, Lt – repülőgép tömegközéppontja és a vízszintes felület aerodinamikai középpontja közti távolág, θ – tehetlenségi nyomaték, β – szöggyorsulás. Az (e.3.14) összefüggésből következik, hogy a manőverterhelés erő növekmény: Fm 

 Lt

(e.3.15)

A tehetetlenségi nyomaték számítására igaz, hogy:



G 2 r  mr2 g

(e.3.16)

ahol repülőgép esetén az r – hosszfaktorként kerül értelmezésre és r = 0,176∙L0-val számoljuk, melynél az L0 – a repülőgép teljes hossza [41]. Szöggyorsulás meghatározása a következő képen történik:

  38 

Ws 1 1 Δn    Sw q a t 2

(e.3.17)

ahol: Ws – repülőgép súlya, Sw – repülőgép szárny felülete, q – dinamikus nyomás VA esetén, a – felhajtóerő tényező meredekség a vezérsíké, ∆n – túlterhelés növekmény t – idő. Az (e.3.15, 16, 17) egyenletek esetén behelyettesítést az angolszász mértékegységnek megfelelően kell elvégezni, (e.3.17) összefüggés értéke rad/sec2 egységben adódik, az (e.3.15) egyenlet eredménye lb (pound) lesz.

106


Az összefüggéseket felhasználva a manőverterhelés, majd így az összesített terhelés értékére kapjuk a 3.5. táblázatban látható eredményeket.

Vízszintes szekció manőverterhelés

3483

N

Vízszintes szekció összes terhelés

4677

N

Vízszintes szekció biztonsági terhelés

8769

N

3.5. táblázat – Vízszintes vezérsík összes és biztonság terhelései.

Szilárdsági méretezés folyamata a vizsgált C-profil főtartóra: Mértékadó üzemi terhelés fél vezérsíkra:

2 339

N

Mértékadó törő terhelés félszárnyra:

4 385

N

Mértékadó igénybevétel az övben: hajlítás és nyomás, ahol a nyomás a kritikus Mértékadó igénybevétel a gerincben: nyírás ami járulékos a hajlításból Húzó szilárdság az övben, anyag szén UD irány

1 300

Mpa

Nyomó szilárdság az övben, anyag szén UD irány 786 Nyíró szilárdság a gerincben, anyag üveg-szén hibrid kompozit +/100 45°irány

MPa MPa

3.6. táblázat – Vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés bemeneti adatai. Az övben fellépő húzó-nyomó feszültség F mértékadó TÖRŐ állapotra

4 385

N

Nyomatéki kar a középvonalra

0,68

m

Középvonal csapszeg közötti táv

0,05

m

Mértékadó nyomatéki kar

0,63

m

MÉRTÉKADÓ NYOMATÉK, TÖRŐ állapotra

2762

Nm

Teherviselő keresztmetszet C tartó vizsgálata: H

127

mm

H–h

4

B

50

mm

B–b

2

b

48

mm

s1

61,5

h

123

mm

s2

30,75

102 419 150

mm4

(H-h) / 2

2

89 321 616

mm4

13 097 534

mm4

BH

3

3

bh

3

3

BH - bh



max



M

h max

K

6H

762

mm

Kx

17 188

mm3

σfellépő

161

N/mm2

jFOS

4,9

(a törő terhelés esetében NYOMÁSRA)

jFOS

8,1

(a törő terhelés esetén HÚZÁSRA)

TÖRŐ állapot

3.7. táblázat – Vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés, öv előzetes méretezése.

107

x

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései A gerincben fellépő nyíró feszültség számítása



TÖRŐ állapot

F  Sx  Ix  a

zy

Sx

9 686

mm3

F*Sx

42 471 746

Ix

1 091 461

mm4

Ix*a

2 182 922

F

4 385

N

a

2

mm

τfellépő

19

FOS

5,1 (a törő terhelés esetében)

2

N/mm

3.8. táblázat – Vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés, gerinc előzetes méretezése.

A 3.7. és a 3.8. táblázatban található eredmények még nem megfelelőek, mert a főtartót tekintve nem adnak szekciónként biztos eredményt a rétegrendre vonatkozóan. Az egyenszilárdság és az optimális tömegviszonyok biztosítása érdekében a vezérsík fesztáv menti vége felé haladva az öv és a gerinc terhelése csökken így szakaszonként a falvastagság csökkenthető, ami kompozit technika által jól kivitelezhető. A méretezés további részében a vizsgált vezérsík első főtartóját (3.13. ábra) a fesztáv mentén összesen 10 szekcióra bontom fel és az adott részben működő légerőt-nyíróerőt meghatározom a 3.9. táblázatban.

3.13. ábra – Vízszintes vezérsík és az első főtartó méretei, pozíciója. (forrás: saját készítésű CAD modellből)

Megoszlási kalkuláció 0 - 1 között Pozíció

Rész terület

Összes terület

Kar

Vég - 0.9 0.9 - 0.8 0.8 - 0.7 0.7 - 0.6 0.6 - 0.5 0.5 - 0.4 0.4 - 0.3 0.3 - 0.2 0.2 - 0.1 0.1 - Tő

0,037 0,067 0,084 0,097 0,106 0,114 0,119 0,123 0,126 0,127

0,037 0,104 0,188 0,285 0,391 0,505 0,624 0,747 0,873 1

0,041 0,081 0,122 0,163 0,205 0,247 0,291 0,334 0,379 0,424

Nyomaték (terület) 0,0015 0,0084 0,0229 0,0465 0,0802 0,1247 0,1816 0,2495 0,3309 0,4240

Fél fesztáv

Nyomatékszorzó

1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6 1,6

0,002 0,01 0,04 0,07 0,13 0,20 0,29 0,40 0,53 0,68

3.9. táblázat – Első főtartó szekciónkénti felosztása. 108


Mivel az első főtartó a fesztáv mentén nem fut végig így a légerő számítását csak az első 5 szekcióra kell elvégezni. A következő táblázatokban az egyes rész szekciók szilárdsági méretezését mutatom be, majd a 3.15. táblázatban összesítem az eredményeket.

0.1-Tő szekció méretezése H

125

mm

H-h

4

mm

B

50

mm

B-b

2

mm

b

48

mm

s1

61

mm

121

mm

s2

30

mm

(H-h)/2

2

mm

h BH

3

97 656 250

3

bh

4

mm

4

85 034 928

mm

BH -bh

12 621 322

mm4

6H

750

mm

Kx

16 828

mm3

Sx

9468

mm2

Ix

1051777

mm4

F*Sx

41515872

Nmm2

Ix*a

2103554

mm5

σ

177

MPa

τ

20

MPa

3

3

3.10. táblázat – Első főtartó első szekció méretezése. 0.2-0.1 szekció méretezése H

116

mm

H-h

4

mm

B

50

mm

B-b

2

mm

b

48

mm

s1

56

mm

112

mm

s2

28

mm

(H-h)/2

2

mm

h BH

3

78 044 800

3

bh

4

mm

4

67 436 544

mm

BH -bh

10 608 256

mm4

6H

696

mm

Kx

15 242

mm3

Sx

8512

mm2

Ix

884021

mm4

F*Sx

32582943

Nmm2

Ix*a

1768043

mm5

σ

152

MPa

τ

18

MPa

3

3

3.11. táblázat – Első főtartó második szekció méretezése.

109

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései 0.3-0.2 szekció méretezése H

107

mm

H-h

4

mm

B

50

mm

B-b

2

mm

b

48

mm

s1

52

mm

103

mm

s2

26

mm

(H-h)/2

2

mm

h BH

3

61 252 150

3

bh

4

mm

4

52 450 896

mm

BH -bh

8 801 254

mm4

6H

642

mm

Kx

13 709

mm3

Sx

7596

mm2

Ix

733438

mm4

F*Sx

24880797

Nmm2

Ix*a

1466876

mm5

σ

128

MPa

τ

17

MPa

3

3

3.12. táblázat – Első főtartó harmadik szekció méretezése. 0.4-0.3 szekció méretezése H

97

mm

H-h

3,5

mm

B

50

mm

B-b

2

mm

b

48,0

mm

s1

47

mm

94

mm

s2

23

mm

(H-h)/2

1,75

mm

h BH

3

45 633 650

3

bh

4

mm

4

39 235 218

mm

BH -bh

6 398 432

mm4

6H

582

mm

Kx

10 994

mm3

Sx

6113

mm2

Ix

533203

mm4

F*Sx

16724469

Nmm2

Ix*a

1066405

mm5

σ

116

MPa

τ

16

MPa

3

3

3.13. táblázat – Első főtartó negyedik szekció méretezése.

110

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései 0.5-0.4 szekció méretezése H

88

mm

H-h

2,5

mm

B

50

mm

B-b

2

mm

b

48

mm

s1

42,75

mm

86

mm

s2

21,375

mm

(H-h)/2

1,25

mm

h BH

3

34 073 600

3

bh

4

mm

4

30 001 266

mm

BH -bh

4 072 334

mm4

6H

528

mm

Kx

7 713

mm3

Sx

4392,5625

mm2

Ix

339361

mm4

F*Sx

12018409

Nmm2

Ix*a

678722

mm5

σ

113

MPa

τ

18

MPa

3

3

3.14. táblázat – Első főtartó ötödik szekció méretezése. Pozíció

Táv (mm)

F (N)

Mh (Nm)

σ (Mpa)

τ (Mpa)

Vég - 0.9

1600

162

11

NA

NA

0.9 - 0.8

1440

456

59

NA

NA

0.8 - 0.7

1280

824

161

NA

NA

0.7 - 0.6

1120

1250

326

NA

NA

0.6 - 0.5

960

1714

562

NA

NA

0.5 - 0.4

800

2736

875

113

18

0.4 - 0.3

640

2736

1274

116

16

0.3 - 0.2

480

3275

1750

128

17

0.2 - 0.1

320

3828

2321

152

18

0.1 - Tő

160

4385

2975

177

20

3.15. táblázat – Első főtartó szekciók méretezésének összegzése.

A főtartó vizsgálatából következik, hogy az első három szekcióban a vezérsík tőtől a fesztáv 480 mm-es hosszáig az öv vastagságának 2 mm-nek kell lenni, majd a negyedik szekcióban 1,75 mm-nek, majd a végéig 1,25 mm elegendő, hogy az egyenszilárdság teljesüljön. A gerinc tekintetében nincs nagy változás a fesztáv mentén közel azonos τ = 20 MPa a feszültség, így ésszerű tartani a 2 mm-es gerincvastagságot. A szóban forgó főtartó monolit szerkezet, melynek övei laminátumok, míg a gerinc szendvics szerkezet, mert a számított 2 mm-es gerinc vastagság szilárdságilag szükséges laminátum esetén érvényes, az inercia biztosítását mag anyaggal kell megoldani és a főtartó nyomott övét kihajlásra is ellenőrizni szükséges. Gyártástechnológiai szempontból ez egy szerszámmal készül el, mely a 3.14. ábrán látható. 111


3.14. ábra – Vízszintes vezérsík első főtartó negatív szerszáma. (forrás: saját készítésű fotó)

Szerszámba laminálást a 3.16. táblázatban látható rétegrend műveleti sorrendje határozza meg. A 3.16. táblázatban az egyes színek jelentése a következő: -

zöld színnel jelölve az adott réteg, mikor az mind az övbe, mind pedig a gerincbe beépítésre kerül, vagyis a szerszám C alakját teljesen kitölti (lásd 3.15. ábrát)

3.15. ábra – Teríték szövet az övbe és a gerincbe a 3.16-os számú táblázat 1, 2, 4, 5, 21, 22 rétegei esetén. (forrás: saját készítésű CAD modell)

112


A VÍZSZINTES VEZÉRSÍK ELSŐ FŐTARTÓ RÉTEGREND ANALÍZISE Réteg Nr.

Anyag megnev.

τ nyíró, EOrientáció Vastagság σ húzó σ nyomó csavaró modulus 2 2 (szálirány) (mm) (N/mm ) (N/mm ) (N/mm2) (Gpa)

Tömeg (gr/m2)

Teríték méret (mm)

Effektív felület (m2)

Effektív tömeg (gr)

Övek

Gerinc

1

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

IGEN

IGEN

2

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

IGEN

IGEN

UD

2x1,40

2500

1300

NA

140

NA

x

x

x

IGEN

NEM

4

DHS 200 THR 2500 DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

IGEN

IGEN

5

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

IGEN

IGEN

6

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

7

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

8

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

9

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

10

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

xx

x

x

NEM

IGEN

11

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

12

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

13

Nomex 8

NA

8

NA

NA

NA

NA

*

x

x

x

NEM

IGEN

14

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

15

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

16

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

17

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

18

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

19

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

20

DHS 200

+-45°

0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

NEM

IGEN

21

DHS 200

+-45°/UD 0,20

1100

700

100

70

200

x

x

x

IGEN

IGEN

22

DHS 200

+-45°/UD 0,20

1100

700 100 70 200 x 3.16. táblázat – Első főtartó rétegrend kialakítása.

x

x

IGEN

IGEN

3

113


-

sárga színnel jelölve az adott réteg, mikor az csak az övbe kerül beépítésre, vagyis a szerszám C alakját csak a felső két száron tölti ki (lásd 3.16. ábrát)

3.16. ábra – Teríték szövet az övbe a 3.16-os számú táblázat 3-as rétege esetén. (forrás: saját készítésű CAD modell)

-

lila színnel jelölve az adott réteg, mikor az csak a gerincbe kerül, vagyis a szerszám C alakját csak a függőleges száron tölti ki (lásd 3.17. ábrát)

3.17. ábra – Teríték szövet a gerincbe a 3.16. táblázat 6, 7, 10,11, 12, 14, 15, 16, 19, 20 rétegei esetén. (forrás: saját készítésű CAD modell)

-

világoskék színnel jelölve az adott réteg, mikor az csak a gerincbe kerül egy lokális helyen erősítés céljából (például bekötéseknél), vagyis a szerszám C alakját csak a függőleges száron tölti ki (lásd 3.18. ábrát)

3.18. ábra – Teríték szövet a gerincbe a 3.16. táblázat 8, 9, 17, 18 rétegei esetén. (forrás: saját készítésű CAD modell) 114


-

narancssárga színnel jelölve az adott réteg, mikor az csak a gerincbe kerül a mag anyag jelen esetben méhsejt, vagyis a szerszám C alakját csak a függőleges száron tölti ki (lásd 3.19. ábrát)

3.19. ábra – Mag anyag (méhsejt / kemény textilbakelit) a gerincbe a 3.16-os számú táblázat 13-as rétege esetén. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Természetesen a rétegek behelyezésénél figyelembe vesszük azt, amit a szilárdsági számítások eredményei mutatnak, vagyis az öv vastagsága a fesztáv mentén folyamatosan csökkenthető a harmadik szekciótól. Kompozit alkatrészek méretezésénél mindig célszerű a szekciónkénti méretezést elvégezni, erre bizonyíték a 3.7. táblázatban kapott átlagos б = 161 MPa érték, mely túlméretezési szám, ha a főtartó 2-es, 3-as, 4-es és 5-ös szakaszát nézzük. Ha ahhoz határoznánk meg a főtartó övének vastagságát, akkor jelentős anyagtöbblet beépítés jelentkezne, mely a levezetett számítás tükrében látható, hogy felesleges inerciát eredményezne.

III.1.2

KOMPOZIT ANYAGVIZSGÁLATOK, A SZILÁRDSÁG ÉS A GYÁRTÁSTECHNOLÓGIA KAPCSOLATA

Ha egy repülőgép szerkezeti elemet (például borítást, bordát stb.) alumínium alapanyagból lemezmegmunkálással készítünk el, akkor az alkalmazott ötvözet mechanikai jellemzőire a beszállító által kiállított műbizonylatban szereplő adatokra hagyatkozhat a tervező. Műanyag szálerősített kompozitok esetén azonban erre nem támaszkodhatunk, mert az alkatrészek szilárdsága rendkívül függ a gyártástechnológiai paraméterektől. Kompozit esetén az alapanyag szilárdságáról és műbizonylat kibocsátásáról kutatásaim eredménye azt bizonyítja, hogy nincs értelme megállapításokat tenni a műszaki mechanikai jellemzők a termék 115


feldolgozása folyamán fognak kialakulni. Ha egy darab a hagyományos wet-lay-up technológia felhasználásával készül el, a szilárdságot alapvetően befolyásolja a szövet-gyanta aránya, mely legtöbb esetben a fizikai megvalósítást végrehajtó szakember képességétől függ. Prepreg eljárás során nagy jelentősége van például a hőkezelésnek, a hőn tartási időnek és a felfűtési sebességnek. Kompozitok anyagvizsgálati eljárásait szabványosították, de vannak olyan esetek, amikor ettől el kell térni. Tapasztalatom szerint kompozitok alkalmazásánál a tervező úgy jár el legjobban, ha kétszer végez laboratóriumi körülmények között anyagvizsgálatot a szerkezeti elemek minősítéséhez. Elsősorban ellenőrizni kell a beérkezett alapanyagból, hogy az alkalmazott technológiával gyártott próbatestek milyen mechanikai tulajdonságúak lesznek. Ezek az adatok azért szükségesek, hogy az egyes szövet típusokból készített próbatest laminátumok jellemző szilárdsági értékeit megismerjük. Vizsgálatok a szerkezeti méretezések alapvető támpontját a határfeszültségek értékeit fogják kijelölni. Ezek azok a referencia értékek, melyek a méretezések küszöbszámai lesznek. Tervezés folyamán konstruktőr a referencia értékekhez mérten az előírt biztonsági tényezők figyelembevételével meghatározza a rétegrendet. Ha ez elkészült, akkor a rétegszerkezetnek megfelelő próbatestek vizsgálata ellenőrzése is szükségszerű, mert a gyártás előtt így válik mind a technológia, mind pedig a teherviselő képesség ismertté. A második vizsgálat tulajdonképpen azt jelenti, hogy például a 3.16. táblázatban megadott öv és gerinc rétegszerkezetének megfelelő próbatesteket legyártva a valós darab minta elemén végezzük el a minősítést, természetesen a gyártási körülmények azonosságára ügyelve. Azonosság alatt azt értem, hogy a mintavételt szolgáltató szövet, gyanta, eljárás és gyártási körülmény a gyakorlati megvalósítással egyenértékű legyen. Műanyag szálerősítésű kompozitok roncsolásos anyagvizsgálatait az elmúlt években sorozatban végeztem. Következőkben a témával kapcsolatban szerzett tapasztalataimat összegzem.

III.1.2.1 SZAKÍTÓVIZSGÁLATOK, EREDMÉNYEIM ÉS TAPASZTALATAIM Karbon laminátumok szakítópróbáinál kiderült, hogy az erő-elmozdulás függvény lineáris kapcsolatot ír le UD irányú szálerősítés esetén. Vizsgálataimban alkalmazott szakító próbatest a 3.20. ábrán látható, a 3.21. ábra pedig a Carbolam THR-3000 pultrudált karbon UD szakító grafikonját mutatja. Pultrudalás a wet-lay-up és prepreg technológiák mellett egy új kompozit feldolgozási eljárás. „Az eljárásban a szálakat gyantafürdőn át egy fűtött, sajtoló szerszámba vezetik. A sajtoló szerszám segítségével beállítható a pultrudált termék száltartalma, és ez 116


adja a térhálósodott termék végső alakját. Ez az eljárás folyamatos, a technológiai sor végén automatikusan a megfelelő hosszra vágják a terméket. Lehetőség van arra, hogy a szálak bizonyos struktúrában (fonatolás) helyezkedjenek el a pultrudált termékben [43].

3.20. ábra – Szakító próbatest ráragasztott alumínium lemezekkel a befogás biztosítása céljából. (forrás: saját készítésű CAD modell)

3.21. ábra – Szakítás erő-elmozdulás diagramja THR-3000 anyag. (forrás: [42])

Az erő-elmozdulás diagramon minden esetben megfigyelhető egy a terhelésben megszakadást jelző lefelé eső függőleges szakasz, mely után a terhelés a törésig ismét fölfelé fut. A terhelés lefutása ekkor szálszakadást jelez, ez egy nagyon érdekes jelenség a szálerősített anyagoknál. Húzott keresztmetszet tönkremenetele előtt a szálak részleges szakadása következhet be, de ez nem jelenti a teljes törést, mert még tovább is terhelhető a szerkezet. A szálszakadás nem a gyártástechnológia hiányosságát mutatja, hanem a szövetben található szálak eltérő hosszúságát és méreteit, mely jelenség szálerősítéses kompozitok esetén természetesen jelenség lehet. Néhány szakirodalom a fémek folyáshatárához hasonlítja ezt az állapotot, megítélésem szerint helytelenül, mert a folyáshatár a rugalmas-képlékeny tartomány átmenetét jelöli a fémeknél és azt meghaladva plasztikus alakváltozás következik. A 3.21.

117


ábrán látható, hogy a szálszakadást követően nincs plasztikus-elasztikus anyagi viselkedést leíró parabolikus jellegű válasz, ezért ezt a pontot nem hasonlíthatjuk folyáshatárhoz. Kísérletekkel igazoltam, hogy a hőmérséklet növekedésével pultrudált karbon anyag szakítószilárdsága és nyúlása nagyságrendileg nem változik. Összevetésként lásd a 3.22., 3.23., és 3.24. ábrákat, melyek ezeket a vizsgálati eredményeket igazolják, anyag az átlagos 1900 MPa szakító értéket mindig teljesítette.

3.22. ábra – Szakítás erő-elmozdulás adatok THR-3000 anyag T = 25°C. (forrás: [42])



118


Karbon szálerősített kompozit anyagok vizsgálatát elvégeztem prepreg technológiával előállított darabok esetén is, a lineáris erő-elmozdulás görbe itt is tapasztalható volt, lásd a 3.25. ábrát.

3.25. ábra – Szakítás erő-elmozdulás diagramja CF-241 anyag. (forrás: [42])

3.261. ábra – Szakítás erő-elmozdulás diagramja EE-166 anyag. (forrás: [44])

Üveg- és kevlár szövetek prepreg technológiával feldolgozva már nem lineáris anyagi viselkedést mutatnak és szakadási keresztmetszetben látható volt kismértékű kontrahálás is. Az üveg és a kevlár szakítódiagramját a 3.261. és 3.262. ábra mutatja.

3.262. ábra – Szakítás erő-elmozdulás diagramja K-220 anyag. (forrás: [44])

III.1.2.2 NYOMÓVIZSGÁLATOK, EREDMÉNYEIM ÉS TAPASZTALATAIM Műanyag szálerősített kompozit alkatrészek talán a legellenállóbb anyagok húzó igénybevétellel szemben. A valóságban repülőgép-szerkezeteken ritkán találunk csak tisztán

119


húzó-igénybevétellel terhelt alkatrészt, ez legtöbbször nyírással, csavarással vagy alternálva nyomással párosul. Ha egy szerkezeti elemen a nyomó terhelés jelen van, akkor azt erre kell méretezni, mert a kompozitok kritikus sérüléseinek oka a nyomásból ered. Vizsgálataim szerint a klasszikus mechanika által definiált nyomó igénybevétel műanyag szálerősített kompozitok esetén nem értelmezhető, ellentétben a fémeknél tapasztalható viselkedés móddal (3.27. ábra).

3.27. ábra – Nyomó igénybevétellel terhelt alumínium henger. (forrás: saját archívum)

Általában nyomó igénybevétel hatására az anyag felgyűrődéssel, ráncosodással válaszol, kompozit szerkezetek esetén pedig száltörés következik be, mely nem egyéb, mint a már megismert mikro szintű kihajlás. A szakirodalom több módszert javasol a nyomóvizsgálatok próbatesteinek gyártására, magam is több különböző alakú testen végeztem vizsgálatokat, de alapvetően a 3.28. ábrán látható próbatest bizonyult a legjobbnak. Nyomóvizsgálat során, ha a laminátum nincs megfelelően megtámasztva, akkor makro szintű kihajlás fog bekövetkezni és azt nem fogja megelőzni a mikro méretű-kihajlás, mikor is a szálak elveszítik axiális irányú stabilitásukat.

3.28. ábra – Nyomó próbatest ráragasztott alumínium lemezekkel a kihajlás megakadályozásának biztosítása miatt. (forrás: saját készítésű CAD modell)

120


Végeztem nyomóvizsgálatokat a 3.29. ábrán látható kiskocka mintadarabokon. Kiderült, hogy nem alkalmasak a tesztelésekre, mert idő előtt bekövetkezik a makro méretű kihajlás, melyet a 3.30. ábra szemléltet.

3.29. ábra – Nyomóvizsgálat próbatestei. (forrás: [45])

3.30. ábra – Nyomó igénybevétel hatására bekövetkező makro méretű kihajlás. (forrás: [45])

A nyomóvizsgálat megfelelőségéről akkor bizonyosodhatunk meg, ha az erő-elmozdulás diagramon tapasztaljuk (3.31. ábra) folyamat során a szálelhajlás jelenségét, vagyis, hogy a nyomott keresztmetszetben fokozatosan veszítik el a szálak a teherviselő képességüket. A 3.31. ábrán, ha megvizsgáljuk, a zöld színű erő-elmozdulás görbét látható, hogy a maximumot elérve még nem következik be azonnal a törés, mert a leterhelést követően ismételt ugrás következik, mely azt jelenti, hogy a keresztmetszetben levő szálak csak részlegesen hajlanak ki és marad még teherhordó egység a szerkezetben.

III.1.2.3 NYÍRÓVIZSGÁLATOK, EREDMÉNYEIM ÉS TAPASZTALATAIM Műanyag szálerősített kompozitok esetében ritkán fordul elő tiszta nyírás terhelésként, általában a hajlításból származó járulékos nyírás esetével kell számolni. Nyíróvizsgálatok elvégzéséhez speciális befogó készüléket készítettem (3.32. ábra) és ennek segítségével vizsgáltam a próbadarabokat.

121


3.31. ábra – Nyomó igénybevétel hatására bekövetkező makro méretű kihajlás. (forrás: [46])

3.32. ábra – Nyíró próbatest vizsgálatához alkalmas befogókészülék. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Nyíró igénybevétellel szemben kizárólag +/-45°-os szálbeépítést szabad használni és ügyelni kell a szimmetriára, vagyis, hogy a +45°-os és -45°-os réteg elhelyezések váltakozva kövessék egymást. A 3.33. ábrán egy nyíró igénybevétel hatására tönkrement próbadarabot mutatok be, míg a 3.34. ábrán FEA vizsgálattal meghatározott nyírófolyam görbéket ábrázoltam a szálelrendezés beépítés függvényében, ahol látható, hogy +/-45°-os szálbeépítés esetén a nyírt keresztmetszet terhelése nagyságrendekkel kevesebb és a nyíró folyam szétterjedése is jelentős. Műanyag szálerősített kompozit szerkezetek esetében vizsgálataim azt mutatták, hogy

az

anyagok

nyíró-szilárdságai

nagyságrendekkel

kisebbek,

mint

a

húzó-,

nyomószilárdságaik. Ennek oka, a szálszerkezetes építés struktúrája, a szálak leginkább húzónyomó igénybevételek felvételére képesek, sem mint szög alatti terhelés struktúra felvételére.

3.33. ábra – Nyíró próbatest tönkremenetele. (forrás: saját készítésű fénykép)

122


3.34. ábra – Nyíró próbatestek nyírófolyam görbéi FEA vizsgálattal elemezve. (forrás: [47])

III.1.2.4 RAGASZTÁSOK VIZSGÁLATA, EREDMÉNYEIM ÉS TAPASZTALATAIM Műanyag szálerősített kompozit laminátumok, szendvicspanelek egymáshoz illesztése ragasztással történik. Héjelem zárásához felkent ragasztás látható a 3.35. ábrán, ahol egy oldalkormány szerkezeti elem látható a szerszámba pozícionálva. Ragasztott szerkezet esetén külön kell vizsgálni a direktben terhelt szerkezeti elemeket és a csatoló részegységet. A ragasztóanyag klasszikusan felületre vonatkoztatott szilárdságát fizikailag ugyan értelmezzük, de „mérnökileg” nem, mert ragasztott szerkezeti elemek esetén, lefejtő és nyíró hatást vizsgálunk, mely nagyban különbözik a felületre vonatkoztatott szakító vagy tépő szilárdságtól. A lefejtő hatást, vagy lefejtő szilárdságot hosszegységre vonatkoztatjuk és a kötés méretezésekor ez a kiinduló alap.

3.35. ábra – Oldalkormány szerszámba pozícionálva ragasztás előtt, a felkent ragasztó rétegek a főtartón és a bordákon láthatók. (forrás: saját készítésű fénykép)

Ragasztott szerkezetek esetében az elemek együtt dolgozása nem azonosan értelmezhető, mint például hegesztett kötések esetén. Az együtt dolgozás olyan szerkezeteknél értelmezhető direktben, ahol az elemek között állandó kohéziós kapcsolat lép fel, például hegesztés eseténél. Mivel a ragasztás egy adhéziós más néven nedvesített kötés, így az elemek közötti átadó teherviselő képességet nem csak a kötőanyag fogja meghatározni, mivel az csak 123


csatolóközeg, ebbe a folyamatba bekapcsolódik a direktben terhelt szerkezeti elem is. Ezért szükséges lefejtő és nyíró hatást elemezni, mely azt jelenti például a 3.36. ábrán látható lapolt kötés esetén, hogy az axiális tengely irányú terhelést a kompozit laminátumok veszik fel, a ragasztó csatolóközegként dolgozik és a 3.37. ábra szerinti nyíró és lefejtő hatásnak ellenáll. Kompozit ragasztott kötés esetén szükségtelen a ragasztó mechanikai tulajdonságaitól azt elvárni, hogy a ragasztás szilárdsága legyen nagyobb, vagy legalább akkora, mint az alapanyag szilárdsága. Ilyen ragasztót nem lehet gyártani, mert akkor a kompozit alapanyagnál jobb mechanikai tulajdonságú anyagunk keletkezne és ez esetben joggal merülne fel a kérdés, hogy miért nem ragasztóból készítjük az egész repülőgépet? Már említettem, más a helyzet hegesztett kötés eseténél, ahol ténylegesen beszélhetünk együtt dolgozásról a kohéziós állandó, folytonos kapcsolat miatt, mert akkor a kötés szilárdsága tényleg az együtt dolgozó kötéskombináción múlik. Ebben az esetben a nyíró és lefejtő szilárdságot értelmetlen elemezni, ezért a hegesztőanyag gyártók szilárdsági és szívóssági mutatókat adnak meg, a ragasztót gyártók pedig nyíró és lefejtő szilárdságot határoznak meg.

3.36. ábra – Átlapolt kötés FEA vizsgálattal elemezve. (forrás: saját archívum)

3.37. ábra – Ragasztás feszültség eloszlása. (forrás: saját archívum)

Ragasztott kötések mechanikai tulajdonságait a 3.38. ábrán látható átlapolt próbatesttel elemeztem, az eredményeket az átlapolt hossz L = 25, 4 mm-es szakaszára vonatkoztattam.

3.38. ábra – Ragasztott átlapolt próbatest. (forrás: saját készítésű CAD modell)

124


Vizsgálatokat elvégeztem tisztán a ragasztás ellenőrzésére és a ragasztást megerősítő bandázs felhelyezésével is, ezek a 3.39. és a 3.40. ábrákon láthatók.

3.39. ábra – Ragasztott átlapolt próbatest szakítógépben vizsgálva. (forrás: saját készítésű fotó)

3.40. ábra – Ragasztott átlapolt és bandázserősítésű próbatest szakítógépben vizsgálva. (forrás: saját készítésű fotó)

Ragasztások mechanikai jellemzőinek kimérését elvégeztem T = - 20°C, T = + 20°C, és T = + 60°C hőmérsékleteken különböző páratartalmak mellett. A párásság a ragasztást nem befolyásolta, viszont negatív hőmérsékleti tartományban nagyobb erő volt szükséges a lefejtéshez, mert a ragasztó felkeményedett.

III.1.2.5 EGYÉB VIZSGÁLATOK PRÓBATESTEKEN ÉS VALÓS SZERKEZEI ELEMEKEN Kompozitok mechanikai jellemzőinek további megismerése céljából hárompontos hajlító vizsgálatokat, csavaró terhelőpróbákat is végeztem, illetve kész szerkezeti darabok elemzéséhez dinamikus fárasztópadon és földi rezgés gerjesztőn is készítettem elemzéseket. Élettartam vizsgálatokkal kidolgoztam, hogy karbon szálerősítésű kompozit elemen is megfelelő biztonsággal tudjunk repülés során nyúlás-feszültség értékeket mérni. Legnagyobb 125


problémát karbon szálerősítésű kompozit esetén a nyúlásmérő bélyegek kalibrálása jelentette. Még fémszerkezet esetén a szakadásig bekövetkező nyúlás 12-16% vagy akár több, addig ez a karbon szálerősítésű kompozitnál 4-5%. A bélyegek kalibrálását először laboratóriumi környezetben próbatestek vizsgálatával, majd ezt követően terhelőpadon végeztem el. A 3.41. ábrán a Corvus Racer repülőgép karbon kompozit főtartó nyomott felső övére felerősített nyúlásmérő bélyeg látható.

3.41. ábra – Corvus Racer 540 főtartó felső nyomott övre felhelyezett nyúlásmérő bélyeg. (forrás: saját készítésű fotó)

A 3.42. ábrán feltüntetett statikus-dinamikus fárasztó terhelőpadon a laboratóriumi minta kísérletek eredményeinek tapasztalataira hagyatkozva állítottam össze olyan tesztsorozatokat, melyek segítségével élettartam analízisek elvégzését tudtam lefolytatni. A terhelőpad vezérlése úgy került kialakításra, hogy a legfontosabb szerkezeti elemek egymással párhuzamosan, vagy éppen függetlenéül is vezérelhetők legyenek. A párhuzamos munkarend biztosította azt, hogy egy komplex manőver, például túlhúzott forduló repülőgépre gyakorolt hatását is szimulálni lehessen. A manőver során fellépő szárny, vezérsík és motorágy terhelés nagyságát mindegyik vezérelt munkahengeren szabályozni lehet, így a szerkezetben komplex feszültség összetevők jelennek meg és az egymásra halmozódás elvét követve kaphatunk valós állapothoz közeli képet a teherbíró-képességről. Szárny főtartók élettartam becslésére a következő programot dolgoztam ki és ezt a módszert alkalmazva végeztem vizsgálatokat: 1. A főtartó statikus határtörésének kimérése, folyamatosan emelkedő terheléssel még a szerkezet nem szenved maradandó alakváltozást, a törés nem következik be. 2. Túlterheléses előfárasztási program kidolgozása, melynek lényege, hogy a főtartó az engedélyezett üzemi terheléseknél nagyobb értékekkel kerül dinamikus terhelésre (Vn görbén kívüli biztonsági határ), és adott ciklus során nem állandó határok közötti váltakozó lüktető igénybevétel felépítésével (3.43. ábra), hanem rendszertelenül váltakozó lüktető igénybevétel szimulálásával (3.44. ábra) vizsgálunk.

126


3. Az előfárasztott főtartó ismételt statikus határtörésének kimérése, azonos módszerrel, mint az 1-es esetben. 4. Iteráció és kiértékelés adott ciklusra vonatkoztatott élettartambecslésről. Az előfárasztás során azért célszerű az üzemeltetési határokon túli értékkel és a 3.44. ábra szerinti lefutással terhelni a darabot, mert így csökken a vizsgálati idő szükséglet a teherbírási határ csökkenésének bekövetkezéséig, és sztochasztikus matematikai modellek is beépülnek a vizsgálatba. A 3.43. ábra szerinti modell lefutás csak determinisztikus eredményt ad, ahol adott terhelési bemenet eredménye az arra adott egyértelműsített kimenet lesz. Repülés során azonban a terhelés spektrumot véletlenszerű terhelés lefutás jellemzi, így olyan modellt kell kialakítani, mely ahhoz közelít a legjobban.

3.42. ábra – Corvus Phantom komplett repülőgép szerkezet vizsgálata pneumatikus terhelés statikus-dinamikus fárasztó padon. (forrás: saját készítésű fotó)

3.43. ábra – Állandó határok között váltakozó lüktető igénybevétel.

3.44. ábra – Rendszertelenül váltakozó lüktető igénybevétel.

127


A Corvus Phantom és Corone repülőgép szárny főtartó vizsgálatai azt eredményezték, hogy nyüzemi = +4g üzemi terhelésre méretezett, j=1,875 előírt kompozit biztonsági tényezővel korrigált, elméletben nytörő = +7,5g törőterhelésre számított főtartó a valóságban tesztelve nytörőv = +10,5g statikus törőterhelésnél törik el, és bekötés mellett a csapszeg vonalában a hajlított nyomott zóna kihajlása, és a gerinc megreccsenése okozza a tönkremenetelt (3.45-ös számú ábra). Az elméleti ny = +7,5g számított törő érték és a mért ny = +10,5g érték közötti 30%-os különbség abból adódik, hogy számítás során laboratóriumi körülmények között meghatározott szilárdsági határok értékeit is csökkentve vettem figyelembe, így túlméreteztem. (Itt jegyzem meg, hogy túlméretezésem a repülőgép üres tömegében kb. 15% növekményt jelent.) A túlterheléses előfárasztási programban ny = +6g és ny = +9,5g rendszertelen lefutású sztochasztikus matematikai modellel kb. 100 repült órát szimulálva nincs lényeges változás a statikus határszilárdságban.

3.45. ábra – Corvus Phantom és Corone főtartó terhelés statikus-dinamikus fárasztó padban, tönkremenetel a nyomott öv és mellette a nyírt gerinc. (forrás: saját készítésű fotó)

A szakirodalom szerint – véleményem is hasonló – kompozit felépítésű repülőgép esetén ténylegesen nem definiálhatunk élettartam számot és azzal kapcsolatba hozható kifáradást. Tapasztalatom, hogy kifáradást olyan anyagszerkezeteknél értelmezhetünk, amelyek kifejezett rugalmas-képlékeny határátmeneti mutatóval jellemezhetők. A mérnöki gyakorlatban ezt folyáshatárnak nevezzük, melynek jellemzője, hogy a szerkezetet érő külső erőhatás ezt az értéket meghaladva, majd ennek megszüntetése, a terhelés után maradó alakváltozást hoz létre. A folyamat olyan anyagoknál jelentkezik, amelyek képlékeny állapotba hozhatók. Műanyag szálerősített kompozit teherviselő elemek nem ilyen anyagi tulajdonsággal rendelkeznek, jellemzőjük a rideg, törést megelőző képlékeny deformáció nélküli tönkremenetel. Kifáradás és élettartam kérdéskörben az anyagi viselkedést a folyáshatárhoz kell viszonyítani. Ha a terhelés értéke az igénybevételek váltakozásakor folyamatosan, бigénybevétel > ReH, akkor kisciklusú kifáradásról, ha бigénybevétel < ReH, akkor nagyciklusú 128


kifáradásról beszélünk. Matematikailag értelmezhetetlen kompozit szerkezetben nagy-és kis ciklusú élettartam vizsgálatot végezni, mivel a szerkezet egyetlen pontjában sem képes plasztikus alakváltozás megindulni. Így nem jelentkezik a kifáradás mechanizmusa, mely felkeményedés, kimerülő alakváltozási képesség, képlékeny mikro repedés, repedésterjedés és végül a törés. Mivel adott feszültség szinten N igénybevétel után sem állapítható meg törés, nem értelmezhető a klasszikus Wöhler-görbe, nem számolható sztochasztikus törési valószínűség, így nem értelmezhető sem Gauss vagy Weibull-féle eloszlás függvény, a túlélési szám meghatározására. Ha nagy ciklusú élettartam vizsgálat nem végezhető, akkor egyértelmű, hogy kis ciklusú vizsgálatot sem tudunk végezni, mert a folyáshatár nem értelmezhető kompozitok esetében. A kis ciklusú fáradás lefutásánál Bauschinger-effektus értelmében lágyuló vagy keményedő anyagi viselkedésnek kell fellépnie. Kompozitok esetében ez sem mutatható ki. 3.46. ábrán az Airbus Industries általi kompozit anyagok fáradási tulajdonságával kapcsolatban ábrázolom a karbon szálerősítésű anyagok, acélok, és az alumíniumok kifáradási görbéit. Látható, hogy vizsgálataiknál azt tapasztalták, hogy a kompozitok kifáradás érzéketlen anyagok, míg az acél és alumínium ötvözet esetében a klasszikus Wöhler-görbe megállapítható, addig a kompozit anyag esetén nem.

3.46. ábra – Karbon kompozit, alumínium és acél anyagok kifáradási vizsgálatainak eredménye a ciklusszám és a statikus feszültség szint csökkenése függvényében. (forrás: [48])

129


III.1.2.6

VIZSGÁLATAIM

ÖSSZEGZÉSE,

KOMPOZITOK

MECHANIKAI

JELLEMZŐIRŐL

TECHNOLÓGIAI SZEMPONTOK FIGYELEMBEVÉTELÉVEL

Műanyag szálerősítéses kompozitok mechanikai vizsgálatai során kutatási eredményeim közül a repülőmérnöki konstruktőri munka számára fontosabb tmegállapításaim a következők: 1. A szerkezeti elemek húzóterhelésre mindig jobban ellenállnak, mint nyomóterhelésre, húzás hatására bekövetkező törési tönkremenetelig több lépcsőben tapasztaljuk a részleges szálszakadás jelenségét. 2. A hőmérséklet növekedésével pozitív tartományban T = +25°C és T = +80°C között nem

tapasztalható

nagyságrendi

különbség

a

szakítószilárdság

értékeinek

megváltozásában. 3. Karbon szálerősítésű kompozit laminátumok a szakadás intervallumában lineáris anyagi viselkedést mutatnak, és rideg törettel következik be a tönkremenetel. 4. Üveg és kevlár szálerősítésű kompozit laminátumokra a szakadás növekedő terhelési intervallumában kis mértékű nem linearitás jellemző és enyhe kontrakció is tapasztalható, természetesen ez jóval alatta marad a plasztikus fémszerkezeteknél tapasztalható viselkedéstől. 5. Műanyag szálerősítésű kompozitok nyomóterhelése esetén a tönkremenetelt minden esetben mikró szintű szálkihajlás előzi meg. Klasszikus értelemben nyomó igénybevétel hatására bekövetkező plasztikus harmonikaszerű öblösödés nem létezik. 6. A nyomó terhelés hatására bekövetkező tönkremenetel folyamata folyamatos szálkihajlás, majd ezt követi a makró méretű teljes kihajlás. 7. Szálerősítésű kompozit szerkezetek nyíró szilárdsága nagyságrendekkel kevesebb, mint a húzó-nyomó szilárdság. El kell kerülni kompozit szerkezetek esetén a tiszta nyíró terhelést, nyírt gerincű tartókat úgy kell beépíteni, hogy azon a hajlítás járulékos eredményeként lépjen fel nyírás. 8. Tiszta laminátumokat nyírásra nem szabad terhelni, csak szendvicspanel formában szabad a tartókat kialakítani. 9. Negatív

hőmérsékleti

tartományban

kompozit

elemek

ragasztott

kötéseinek

felkeményedésével kell számolni, viszont az elridegedéssel nem. 10. Hőmérséklet növekedés hatására bekövetkező ragasztás szilárdsági jellemzőinek leromlását nem tapasztaltam T = +80°C-ig, bár ez függ a ragasztó típusától is, ezért azt mindig ellenőrizni kell.

130


11. Ragasztott szerkezetei elemek él csatlakozásaiban átszövetezett bandázserősítést kell alkalmazni és ragasztóperemen belül kell a csatlakozó elemeket összekötni. 12. Szálerősített műanyag kompozitok esetében nem tapasztalhatók a mechanika által értelmezett kifáradási jelenségek. Ezáltal kifáradási határ szilárdság megadásának nincs értelme, az ciklusszámhoz nem rendelhető hozzá. 13. Kompozit héjszerkezetek esetében, figyelembe véve a szerkezeti tömegcsökkentés elvárásait, célszerűbb magát a héj laminátumot további szövetezéssel merevíteni, és nem a doboz szerkezetbe további bordákat, tartókat beépíteni, mert azok öntömege és a felkent ragasztó mennyisége megnöveli az elem teljes tömegét. 14. Kompozitokat roncsolás mentes eljárásokkal nehéz vizsgálni, így célszerűbb repüléseknél a fellépő feszültséget és azok intenzitását on-line43 monitorozni, majd a számított határfeszültségekhez viszonyítani. 15. Legjobb mechanikai jellemzőket pultrudált technológiával előállított termékek esetén érhetjük el, lásd a 3.17. táblázat eredményeit. Különböző technológiai eljárással gyártott kompozit próbatestek főbb mechanikai jellemzői Anyag típus Szén THR3000 UD Szén THR3000 UD Szén CF241 UD Szén CF241 UD Szén HS300 UD Szén HS300 UD Szén DHS300 UD Szén DHS300 UD Szén DHS200 0/90 Szén DHS200 0/90 Szén DHS200 +/-45 Szén DHS200 +/-45

Gyártási eljárás, módszer Wet-lay-up eljárás Prepreg eljárás

Pultrudált eljárás

-

-

min. 1900 N/mm2

-

-

~4%

-

min. 1000 N/mm2

-

-

~3%

-

-

min. 1400 N/mm2

-

-

~ 3,2 %

-

min. 800 N/mm2

-

-

~3%

-

-

min. 490 N/mm2

-

-

~ 2,8 %

-

-

min. 80 N/mm2

-

-

~ 0,5 %

-

-

Mechanikai jellemző бm szakítószilárdság T = 25 / 60 / 80°C ɛ nyúlás T = 25 / 60 / 80°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C

3.17. táblázat – Egyes gyártástechnológiai eljárásokkal elérhető mechanikai jellemzők könnyű, ultrakönnyű repülőgépeken használt szálerősítéses kompozitok esetében. (folytatás). 43

on-line: valós idejű vizsgálat 131

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései Különböző technológiai eljárással gyártott kompozit próbatestek főbb mechanikai jellemzői Anyag típus Üveg EE166 UD Üveg EE166 UD Üveg EBX300 0/90 Üveg EBX300 0/90 Üveg DE300 0/90 Üveg DE300 0/90 Kevlár K285 0/90 Kevlár K285 0/90 Üveg 300 / Kevlár 285 hibrid UD Üveg 300 / Kevlár 285 hibrid UD Szén 300 / Üveg 166 hibrid UD Üveg 300 / Kevlár 285 hibrid UD



Mechanikai jellemző бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C бm szakítószilárdság T = 25°C ɛ nyúlás T = 25°C

-

min. 380 N/mm2

-

-

~ 5,2 %

-

-

min. 240 N/mm2

-

-

~ 3,8 %

-

min. 310 N/mm2

-

-

~ 4,8 %

-

-

-

min. 480 N/mm2

-

-

~ 3,4 %

-

-

min. 360 N/mm2

-

бm szakítószilárdság T = 25°C

-

~ 2,9 %

-


-

min. 950 N/mm2

-


-

~ 2,9 %

-


3.17. táblázat – Egyes gyártástechnológiai eljárásokkal elérhető mechanikai jellemzők könnyű, ultrakönnyű repülőgépeken használt szálerősítéses kompozitok esetében (folytatás). Különböző technológiai eljárással gyártott kompozit próbatestek főbb mechanikai jellemzői Anyag típus Szén THR3000 UD Szén HS300 UD Szén DHS300 UD Szén HS300 +/-45 Szén DHS200 +/-45 Üveg EE166 UD Üveg EE166 +/45



-

-

min. 1050 N/mm2

-

min. 600 N/mm2

-

min. 370 N/mm2

-

-

-

min. 110 N/mm2

-

min. 130 N/mm2

-

-

-

min. 230 N/mm2

-

-

min. 90 N/mm2

-

Mechanikai jellemző бny nyomószilárdság T = 25 °C бny nyomószilárdság T = 25 °C бny nyomószilárdság T = 25 °C бny nyomószilárdság T = 25 °C τnyí nyírószilárdság T = 25 °C τnyí nyírószilárdság T = 25 °C τnyí nyírószilárdság T = 25 °C

3.17. táblázat – Egyes gyártástechnológiai eljárásokkal elérhető mechanikai jellemzők könnyű, ultrakönnyű repülőgépeken használt szálerősítéses kompozitok esetében. 132


III.2

FÉM TEHERHORDÓ RÉSZEGYSÉG ELEMEK KIVÁLTÁSÁNAK KÉRDÉSEI, SZERKEZETI TÖMEGCSÖKKENTÉS

SZÁLERŐSÍTETT

KOMPOZIT

TECHNOLÓGIA

ALKALMAZÁSÁVAL

A III.1 részben bemutattam a kompozit héjszerkezet építés főbb sajátosságait, mely alkalmazásával alapvetően a törzs, szárny és vezérsíkok szerkezeti tömege gazdaságosan csökkenthető. Következőkben a könnyű, ultrakönnyű kisrepülőgépek kormányvezérlő rendszereivel, futóműveinek kialakításával és a könnyű műrepülőgépre hegesztett acélrács szerkezetek kompozit szerkezeti elemekkel történő kiváltásával foglalkozom.

III.2.1

KORMÁNYVEZÉRLŐ

RENDSZER

MOZGATÓRUDAZATAI

KIALAKÍTÁSÁNAK

ELVI

KÉRDÉSEI KOMPOZIT ANYAGBÓL

Az általam vizsgált repülőgép gyártásánál széleskörben alkalmazott megoldás a kormányvezérlő rendszer tolórudas kialakítása. A hagyományos kialakítás esetén az anyagok alumínium és valamilyen szénacél alkalmazásával készülnek vegyes kivitelezésben. Lehetnek hegesztettek, szegecseltek vagy forgácsolt, mart alkatrészek is. A 3.47. és 3.48. ábrákon a TL2000 Sting ultrakönnyű kisrepülőgép magassági kormányát láthatjuk, melyben a központi kormánytól egy váltóhimba beiktatásával kerül vezérlő mozgatásra a magassági kormánylaphoz.

3.47. és 3.48. ábra – Mechanikus tolórudas magassági kormányvezérlés. TL-2000 Sting (forrás: [49])

Kormányvezérlő rendszer elemeinek szilárdsági méretezését a tolórudak tekintetében kihajlásra, a himbák és bekötések esetén húzásra-nyomásra kell kiszámítani. Alumínium 133


tolórudak

kiváltása

karbon

cső

tolórudakkal,

tapasztalatom

szerint

20-40%-os

tömegcsökkenést jelent. A 3.49. ábrán látható karbon csőből készített tolórúd össztömege m=390 gramm, alumínium csőből készítve m=640 gramm. Tény, hogy a két konstrukció között mindössze m=250 gramm a különbség, de ha a karbon csöves építési módszert választjuk, az egész repülőgépet tekintjük és valamennyi tolórúd esetében így járunk el, akkor m=2 kg-os tömegcsökkenés érhető el, mely az ultrakönnyű repülőgép üres tömegének 1%-a.

3.49. ábra – Karbon cső alkalmazásával készített tolórúd. (forrás: saját készítésű CAD modell)

A karbon cső tolórúd szerkezetet T = +23°C-on és T = +70°C-on a ragasztás megfelelőségét tekintve is vizsgáltam. Szobahőmérsékleten a bekötésként szolgáló 5.8-as szilárdsági osztályú M8-as méretű csavar szakadt el (3.50. ábra). Magasabb hőmérsékleten a csavar elszakadását megelőzően már a fém tolórúdvég és a karboncső közötti ragasztás részleges szakadása is tapasztalható volt (3.51. ábra).

3.50. ábra – Karbon tolórúd szakítási vizsgálat. T = +23°C-on (forrás: [50])

3.51. ábra – Karbon tolórúd szakítási vizsgálat. T = +70°C-on (forrás: [50])

A vizsgált üzemi tartományban a hőmérséklet emelkedésével a kötés szilárdsága csökkent, de nem jelentős mértékben. A szakítóerő T = +23°C-on F23 = 20213 N még T = +70°C-on F70 = 19617 N nagyságú volt. Ez az M8-as csavart tekintve a következő szakítószilárdsági értékeket jelenti, a csavar magátmérőjére (d3 = 6,4 mm) vonatkoztatva:

σ 23 

F23 4F 80852  2 23   628 N/mm 2 A d 3   128,62

(e.3.18)

σ 70 

F70 4F 78468  2 70   610 N/mm 2 A d 3   128,62

(e.3.19)

A 3.52. ábrán a vizsgált mintatestek erő-elmozdulás diagramjai láthatók. 134


3.52. ábra – Karbon tolórúd szakítási vizsgálat grafikonok. (forrás: [50])

Vizsgálatok elvégzését követően a következő megállapításokra jutottam, melyeket betartva a ragasztás hőmérséklet érzékenységi tényezőit is ki tudjuk küszöbölni: 1. A ragasztott felület felfekvését tömegcsökkentés követelményeit szem előtt tartva amennyire csak lehet meg kell növelni, a 3.53. ábra szerint. 2. A karbon csőbe beragasztandó alumíniumdugó külső felületét érdesíteni szükséges, és az Al2O3 réteget le kell maratni, mert az oxid réteg a ragasztás minőségét rontja. 3. A karboncső belső részét, ahol az illeszkedés történik, szintén kis mértékben érdesíteni kell, mert az érdes felületbe a ragasztó jobban képes kötni. 4. Az alumíniumdugó ragasztási felületébe illesztési hornyokat kell bemunkálni, hogy a ragasztó a vájatba képes legyen felgyülemleni, mert így az illesztés előtt felhordott ragasztó nem fog távozni összepréselésnél, 3.54. ábra alapján. 5. Az alumíniumdugó becsatlakozó vége, mely a karbon csőbe fog betolódni, kúpos kialakítású annak érdekében, hogy könnyebb legyen az illesztés a befuttatás elején (3.54. ábra). 6. Az alumíniumdugó belsejét tömegcsökkenés érdekében fel kell fúrni, vállas kivitelűre készíteni a 3.54. ábra szerint azért, hogy külső peremen a karbon csőhöz illeszkedjen és a ragasztás a felületek között megtörténhessen.

3.53. ábra – Karbon cső és alumíniumdugó csatlakozása növelt felfekvő felületen. (forrás: saját készítésű CAD modell)

135


3.54. ábra – Alumíniumdugó kialakításának főbb szempontjai. (forrás: saját készítésű CAD modell)

7. Nagyobb igénybevételű kormányrendszerek esetén (műrepülőgépek) a biztonság növelése céljából célszerű egy külső támasztó ellendugót is beépíteni, mely szintén hornyolt kialakítású és ragasztott, 3.55. ábra.

3.55. ábra – Alumínium ellendugó kialakításának főbb szempontjai. (forrás: saját készítésű CAD modell)

8. Tartós sivatagi körülmények közötti üzemeltetés esetén (mikor a ragasztás a magas hőmérséklet következtében részlegyesen lágyulhat) a 3.56. ábrán látható menetes csúszó toldatos biztosítás (nyíllal jelölve) beépítése is növeli a konstrukció biztonságát, mert axiális elmozdulás ellen így merev kapcsolattal is biztosított a kötés.

3.56. ábra – Menetes csúszó toldatos biztosítás kialakítása (forrás: saját készítésű CAD modell)

Kormányvezérlő rendszer elemei jól vizsgálhatók FEA módszerekkel, a korszerű véges elem rendszerek rendelkeznek beágyazott kihajlás ellenőrző modullal, melyek segítségével megállapítható a kihajlási stabilitás határállapota és az azokhoz tartozó lengésformák. Kormányvezérlő rendszer, mozgást átvivő-közvetítő darabjainak egy része gyártható karbon kompozit laminátumból, mely adott rétegszerkezet szerinti elkészítést követően könnyedén vágható CNC vezérlésű vízvágó berendezéssel. Példaként lásd a 3.57. ábrán látható elkészített karbon laminátum lapot. A vágandó kontúr sávtervének elkészítését követően karbon 136


kompozit laminátumból készíthetők himbatartók, rögzítő és támasztó egységek is, melyek további szerkezeti tömeg csökkenést eredményeznek.

3.57. ábra – Karbon laminátum lap CNC vezérlésű vízzel vágása. (forrás: [51])

III.2.2 KOMPOZIT FUTÓMŰVEK KIALAKÍTÁSÁNAK ELVI KÉRDÉSEI Könnyű és ultrakönnyű repülőgépek futóművének teherviselő elemeit is elkészíthetjük műanyag szálerősítéses szerkezetekből. Több ilyen konstrukció kifejlesztésében magam is részt vettem. Futómű szárak igénybevételénél statikus és lökésszerű dinamikus kritériumokat is figyelembe kell venni, melyek együttes teljesülése tapasztalatom szerint csak hibrid kompozit szerkezettel érhető el.

A 3.58. ábrán látható a fő futószár két legkritikusabb

terhelése az Feredő F2 felhajlító összetevője és a hátrahajlító F3 komponens, melyek a földdel való érintkezés miatt lépnek fel. Az F2-vel jelzett erő hajlítást idéz elő, míg az F3-mal jelölt erő, csavarást ébreszt a futószárban. Az Feredő erő nem egyéb, mint a repülőgép futóművét érő a talajtól átadódó függőleges lökőerő komponens a 3.59. ábrán Fe jelöléssel, az F3 erő ezen az ábrán is feltüntetésre került, ami a vízszintes összetevő. A fő futószáron összetett igénybevétel lép fel, melyet a már előzőleg említett hibrid kompozit szerkezettel lehet legjobban csillapítani. A hibrid felépítés jelen esetben azt jelenti, hogy biax üveg, UD üveg-szén és lágy kitöltő coremat44 anyag felhasználásával kell biztosítani a szerkezeti integrációt. Kialakításban az UD üveg és a biax üveg mennyisége domináns, mert a szén dinamikus ütéssel szembeni ellenállása az üvegéhez viszonyítva lényegesen kevesebb, ellenben a szén azért szükséges, mert az üveg hajlító modulusa nem elegendő.

44

coremat: üveg-féle paplan szendvics mag anyag ezzel növeljük az inerciát, de a súly jelentősen nem változik 137


3.58. ábra – Fő futószár terhelései. (forrás: saját készítésű CAD modell)

3.59. ábra – Talajtól származó lökésterhelések leszálláskor. (forrás: saját készítésű CAD modell)

A 3.18. táblázatban az orrfutó-főfutó kialakítású repülőgépek leszállási eseteit foglaltam össze, melyek alapján a szilárdsági méretezést végre kell hajtani a CS-VLA előírások értelmében. Orrfutós repülőgép Feltételek Vertikális súlypontban Horizontális súlypontban

összetevő összetevő

Rugózási karakterisztika

Főfutó keréken ébredő erők (bal-jobb oldal együttesen)

Leszállás nagy állásszöggel, terheletlen orrfutó

Főfutó gördül, az orrfutó még terheletlen

Főfutó és orrfutó is gördülő állapotban csatlakozva a talajjal

nG

nG

nG

0

K nG

K nG

Pillanatnyi statikus vagy dinamikus, ami időfüggő



 Fe  (n  L)  G

 Fe  (n  L)  G

 F3  K  n  G

a  Fe  (n  L)  G   d  a  F3  K  n  G   d

3.18. táblázat – Leszállási terhelési esetek CS-VLA alapján.

A táblázatban található egyes tagok jelentései:  Fe  (n  L)  G  F3  K  n  G

Az egyenletekben használt jelölések jelentései: G – össztömeg, K – tömegtől függő empirikus faktor, értéke K = 0,25 ha G < 1350 kg, L – felhajtóerő relációs tényező a redukált tömegből L = 0,67 ha G < 1350 kg, n – normál terhelési többes faktor a futóművekre n = 2,67,

138


Fe – függőleges erőhatás komponense (3.59. ábra szerint), F3 – vízszintes erőhatás komponense (3.59. ábra szerint) Erő kalkuláció bemeneti értékei: G max

600

kg

G max

5886

N

Feredő = (n-L)*G n

2,67

L

0,67

G

5886

N

Fe

11772

N

két főfutóra

Fe/2

5886

N

egy főfutóra

3.19. táblázat – Fő futószár erő kalkuláció bemeneti értékei.

Fellépő erők a 3.58. ábra szerinti elrendezésben: Felhajlító F2 erő

Nyomatékok

F2 = Fe*sin23° = 2300 N

Felhajlító F2 hatása

j (FOS)

2,25

F2

5175

N

F2

5175 N

k2

0,505

m

M2

2613

Nm

Hátra hajlító F3 erő 2,67

K

0,25

G

5886 N

F3

3929

j

0,8

Csavaró F3 hatása

F3

3143 N

F3

3143

N

k3

0,59

m

M3

1854

Nm

Egy futóra

n

Oldal F4 erő - nem méretezünk rá j

0,7

F4

3623 N 3.20. táblázat – Fő futószár erő kalkuláció bemeneti értékei 3.58. ábrán levő jelölések alapján.

Fő futószár kiinduló geometria méretei: Adat

Érték

Dim.

A

0,025

m

B

0,15

m

S

iteráció, 3.23. táblázat m

T

iteráció 3.23. táblázat

m

3.21. táblázat – Fő futószár kiinduló geometriai méretei. 139


Fő futószár hajlító igénybevétel számítása: Méretezés hajlításra Hajlító nyomaték Mhajlító (M2)

2613

Nm

Hajlító nyomaték Mhajlító (M2)

2613375

Nmm

Megengedett feszültség HÚZÁS σh UD üveg

380

N/mm2

Megengedett feszültség NYOMÁS σh UD üveg

228

N/mm2

Keresztmetszeti tényező K

iteráció 3.23. táblázat

mm3

3.22. táblázat – Hajlítás igénybevétel számításának bemeneti adatai. Iteráció a hajlító feszültségre S

7,0

mm

B

150

mm

A

25

mm

b=B-2S

136

mm

a=A-2S

11

mm

6A

150

mm

A

15625

mm3

a3

1331

mm3

B*A3

2343750

mm4

b*a3

181016

mm4

K

14418

mm3

Mh

2613375

Nmm

σébredő

181

N/mm2

j

1,26

Rétegszám

11,67

3

db

3.23. táblázat – Hajlítás igénybevétel iteráció és eredmények.

Fő futószár csavaró igénybevétel számítása: Méretezés csavarásra Csavaró nyomaték Mcsavaró (M3)

1854

Nm

Hajlító nyomaték Mcsavaró (M3)

1854443

Nmm

Megengedett feszültség HÚZÁS σh EBX 300

300

N/mm2

Megengedett feszültség NYOMÁS σh EBX 300

180

N/mm2

3.24. táblázat – Csavarás igénybevétel számításának bemeneti adatai.

140

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek kompozit szerkezeti elemei azok gyárthatósága, vizsgálataik, fém teherhordó elemek kiváltásának kérdései Iteráció a csavaró feszültségre Mcsavaró (M3)

1854443

Nmm

S (effektív)

7

mm

S (figyelembe vett)

5

mm

S valós

5

mm

B*

140

mm

A*

11

mm

Közrefog. Ter. A0

1540

mm2

τébredő

120

N/mm2

j

1,49

Rétegszám

20

db

3.25. táblázat – Csavarás igénybevétel iteráció és eredmények.

Fő futószáron fellépő redukált feszültség meghatározása: A redukált feszültség meghatározása

 redHMH   2  3 2 σébredő

181

σ2

32853

τébredő

120

τ2

14501 2

3τ

2

N/mm2 N/mm2

43502 2

σ + 3τ

76355

σredHMH

276

N/mm2

3.26. táblázat – Hajlítás és csavarás igénybevétel redukált Mises feszültség.

A konstrukció kialakításának vázlatrajza:

3.60. ábra – Főfutó kialakítás elvi konstrukció. (forrás: saját készítésű CAD modell) 141


A főfutószár 3.60. ábrán látható elvi vázlatrajza mutatja, hogy a lamináló szerszámba első részben az EBX 300-as biax üvegszövet kerül behelyezésre a szilárdsági iteráció eredményeként kapott rétegszámnak megfelelően. Ezt követi egy coremattal kitöltött UD és 0/90-es üveg-szén hibrid laminátum, melyet a szerszám pereméről visszahajtott EBX 300 biax üvegszövet zár le, végül az át bandázsozás következik. A külső csavarást felvevő EBX 300-as biax üvegszövet laminátum nincs erősítve karbon (szén) szövettel, de a belső hajlító igénybevételt felvevő doboz szendvics mag héjba, az üveg szövet mellé néhány réteg karbon laminálása szükséges. A 3.61. ábrán egy ehhez hasonló módszerrel készült fő futószár elvágott metszetét láthatjuk.

3.61. ábra – Hibrid kompozit fő futószár metszete. (forrás: saját készítésű fotó)

A futószárak terhelési vizsgálataihoz speciális terhelőpadot is készítettem, mellyel a függőleges és vízszintes erőhatásokat lehet modellezni. A tervek (3.62. ábra) elkészítésével párhuzamosan FEA módszerrel a futószár elemezésre került ahol kiderült, hogy a konstrukciót tekintve érzékeny tényező a szár hajlítási szöge, melyet 23,5°, 30° és 35° szögek esetében vizsgáltam, eredményeket a 3.27., 3.28., 3.29. táblázat tartalmazza.

3.62. ábra – Főfutó kialakítást tesztelő berendezés 3D CAD rajza. (forrás: saját készítésű CAD modell)

142


Futószár alak megnevezése:

Futószár, hajlítási szög = 23,50° 01-es alak Egyenértékű HMH feszültség

Elmozdulás

Egyenértékű nyúlás

Biztonsági tényező, töréssel szemben

357 MPa

31,2 mm

4,8*10-3%

2,02

Ábra

Érték

3.27. táblázat – 23,5° hajlított szár feszültség analízis eredményei.

143



Futószár, hajlítási szög = 30° 02-es alak Egyenértékű HMH feszültség

Elmozdulás



401 MPa

44,2 mm

5,314*10-3%

1,8

Ábra

Érték

3.28. táblázat – 30° hajlított szár feszültség analízis eredményei.

144



Futószár, hajlítási szög = 35° 03-as alak Egyenértékű HMH feszültség

Elmozdulás



437 MPa

38,2 mm

5,814*10-3%

1,65

Ábra

Érték

3.29. táblázat – 35° hajlított szár feszültség analízis eredményei.

145


A futószár hajlítási szöggel kapcsolatos tapasztalataimat egy korábbi tanulmányomban összegeztem, miszerint: A vizsgálatok után egyértelműen tapasztalható, hogy a futómű hajlítási szög növelésével a szárban fellépő egyenértékű feszültség nőtt. A 7,5°-os hajlítási szög növekedés 44 MPa értékkel növelte a fellépő egyenértékű feszültség értékét, még ezt követően 5°-os hajlítási szögnövekedés 36 MPa-os feszültség emelkedést eredményezett. Az első esetben 1°-os változásra jutott 5,66 MPa eltérés, még a másodikban 1°-os változás 7,2 MPa feszültség eltérést eredményezett [52]. Elemzések szerint, ha a hajlítási szög 23,5° akkor az elmozdulás 31,2 mm, 30° esetén 44,2 mm, míg 35°-os szög értéknél 38,2 mm. Ez azt jelenti, hogy létezik egy olyan optimális szöghelyzet, ahol legjobb a futószár rugózása. A 3.62. ábrán látható terveimnek valóságban megalkotott tesztelő padját a 3.63. ábra mutatja, mely a fel-hajlító ismétlő igénybevétel okozta ciklikus vizsgálat során készült. A ciklikus terhelés vizsgálattal ezernél is több leszálláskor fellépő kritikus erőhatást szimulálva sem tapasztaltam fáradásos problémákat, melyet az eddigi berepülések, üzemeltetési tapasztalatok eredményei is igazolnak.

3.63. ábra – Fő futószár tesztelése. (forrás: saját készítésű fotó)

III.2.3 KOMPOZIT TÉRRÁCSSZERKEZET KIALAKÍTÁSÁNAK ELVI KÉRDÉSEI Bevezető részben utaltam rá, hogy a Corvus Racer repülőgép fejlesztése során merült fel bennem annak gondolata, hogy a műrepülőgép hegesztett vázszerkezetén hogyan lehetne

146


jelentős tömegcsökkenést végrehajtani. A térrács szerkezet acélcsövekből épül fel, melyek az összefutó csomópontokban hegesztettek. Ha

az

acélcsövek

helyett

karbon

kompozit

csöveket

alkalmazunk,

jelentős

tömegcsökkenést érhetünk el. Általában 20x1,5 mm-es acél csövek kerülnek alkalmazásra a szerkezetben, melyből egy 1000 mm hosszú darab tömege 700 gramm. Ugyanez karbon anyagból 175 gramm és szilárdságát tekintve minimum kétszer olyan erős, mint az acélé. A térrács konstrukció kialakítása nem jelent különösebb problémát, az alapvető megoldandó kérdések a következők: -

csövek csomóponti csatlakoztatása,

-

csövek végének kimunkálása a csatlakoztatáshoz,

-

üzemeltetési hőmérséklet határok,

-

bekötési csomópontok kialakítása a csöveken,

-

földelés megoldása.

Csövek végét hasonlóan a hegesztett szerkezetekhez, illesztve kell csatlakoztatni egymáshoz, a 2.51. ábrán láthatóan. Az acélcsövek ilyen módon történő előkészítése a 3.64. ábrán látható, CNC vezérlésű csővágó lézer berendezéssel precíziós illesztést biztosítva jól kivitelezhetők.

3.64. ábra – Cső lézervágása. (forrás: [53])

Karbon kompozit csövek esetében az eljárás jóval bonyolultabb, mert ha a lézersugár erős, akkor elégeti az anyagot, ha viszont túl gyenge, akkor a vágott felület minősége nem lesz megfelelő, pelyhesedni fog a megmunkált él. Előzetes vizsgálatok azt mutatták, hogy a karbon csövet két acélbetét gyűrő között célszerű kontúrvágni, a 3.65. ábra alapján, mert a lézersugár így csak közvetetten találkozik a karbon anyaggal. A két acél persely külső és belső védelmet szolgál, a lézersugarat be- és kivezeti, közötte pedig a karbon cső vágása is megtörténik.

147


3.65. ábra – Karboncső vágása acélgyűrűk között.(forrás: saját készítésű CAD modell)

Nem túl hatékony eljárás, de acél betétek alkalmazása nélkül is megmunkálhatók a karbon csövek csővég maró berendezéssel (3.66. ábra), bonyolult áthatásból származó kontúrok sokkal nehezebben kezelhetők, mint a lézer vezérlés esetében.

3.66. ábra – Csővég maró berendezés. (forrás: [54])

Az illesztések pontossága, hasonlóan a hegesztésekhez, itt is nagyon lényeges, mert a csatlakoztatott elemek belső felületi kontúrja ragasztásra kerül, a 3.67. ábra alapján.

3.67. ábra – Karbon csövek csatlakoztatása. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Különböző kísérletet elvégeztem, készítettem néhány próbatestet is annak vizsgálatára, hogy milyen módszerrel van lehetőség a csövek illesztésére. A 3.68. ábrán látható karbon csövek T-átkötéséhez nagy szilárdságú ragasztóval rögzített, hegeszthető, előre esztergált 15CDV6 anyagú toldó elemeket használtam. Közvetlenül a hegesztést megelőzően szükséges az acélbetét és a karboncső illesztését, ragasztását elkészíteni, amíg a ragasztó nem szilárdul meg. A hegesztést koncentráltan célszerű végrehajtani, cső belsejében gyökvédelem végett gázt áramoltatni, hogy a hőelvezetés 148


kedvezőbb legyen. Klasszikus ragasztó a célra nem megfelelő, mert a hő hatására esetleg túlzottan viszkózussá válva kifolyhat, ezért az acélbetéten a 3.54. ábrának megfelelő hornyokat szükséges kialakítani és ragasztófilm fóliát az acélbetét külső felületére illeszteni, mely részben a hegesztési hő, majd azt követően helyi hőkezelés hatására szilárdul meg. Ebben a konstrukcióban alapvető szilárdsági kritérium, hogy a ragasztás szilárdsága nagyobb legyen a hegesztett kötés szilárdságánál. Biztonság céljából a kötést utólag bandázserősítéssel lehet átkötni, mely laminátumot képez az acélbetét és a karbon kompozit cső között. Az összeillesztést követően a konstrukció belsejét korrózióálló folyadékkal át kell öblíteni. Tapasztalatom szerint, ha a merevítő bandázskötés felhordásra kerül, akkor a kötésben nem történik korrózió, de legbiztosabb megoldás az, ha a toldókat ausztenites korrózióálló acélból készítjük.

3.68. ábra – Karbon csövek csatlakoztatása acélbetéttel. (forrás: saját készítésű CAD modell)

Másik lehetséges módszer a kötés csatlakoztatásra, a karbon kompozit laminátum toldó elem. Ennél a módszernél geometriailag azonos karbon csövek pozitív mintáját terveztem meg és CNC vezérlésű marógépen készítettem el a pozitív lamináló szerszámot. A 3.69. ábrán a CAD 3D modell lamináló szerszáma látható, hengerpalástra mart gyűrűk a laminátum belsejében fogják kialakítani a ragasztó kifolyásmentességét biztosító hornyokat, melyek ugyan azt a célt szolgálják, mint amit a 3.54. ábrán látható hornyok betöltenek. A legjobb felületi minőséget alumínium mart szerszám esetén érhetjük el (3.70. ábra), de megfelelő az MDF szerszám is (3.71. ábra).

3.69. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma. (forrás: saját készítésű CAD modell)

149


3.70. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma alumíniumból kimarva. (forrás: saját készítésű fotó)

3.71. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma MDF-ből kimarva. (forrás: saját készítésű fotó)

A laminátum kialakításánál rendkívül fontos a pontos illesztés meghatározása, melyet úgy érhetünk el, hogy δ = 0,1-0,15 mm-el alámarjuk a pozitív szerszámmagot. Szilárdságot az illesztés, és a laminátum vastagság határozza meg, melyet rétegszerkezettel állítunk be. A 3.72. ábrán a T-átkötés laminátum rétegszerkezeti terve látható, melyben 200 g/m2 és 300 g/m2 szövetek kerültek alkalmazásra. A rétegszerkezet kialakításánál szükséges figyelembe venni, hogy csak csőirányú axiális erőhatás lép fel, tehát a +/-45°-os laminátumok beépítése a toló elembe nem feltétlenül szükséges. A 3.73. ábrán egy elkészült laminátum darab látható, a 3.74. ábrán pedig a karbon cső szerkezet összeállítása. Két fél laminátum fogja össze a karbon kompozit csöveket, melyek között ragasztófilm biztosítja a kötést. Laminátumok a biztonság növelése érdekében bandázsolva is vannak.

150


3.72. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem szerkezeti rétegterve. (forrás: saját készítésű CAD modell)

3.73. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem laminátum a szerszámmal. (forrás: saját készítésű fotó)

3.74. ábra – Karbon T-toldó csatlakoztató elem laminátumokkal összeragasztott karbon kompozit T-kötés. (forrás: saját készítésű CAD modell) 151


A csatoló laminátum szilárdsági méretezése az előzőekben bemutatott elmélet szerint történik. A 3.30. táblázatban a hegesztett acélcső, az acél betéttel toldott, ragasztott karboncső és a karbon laminátummal toldott, ragasztott karboncső konstrukciók tömegét foglalom össze.

T-átkötéses darabok összehasonlítása Konstrukció megnevezése, rajza

Tömege (gramm)

25CrMo4 hegesztett acélcsövekből kialakított T-kötés

Eltérés

666

100%

Tömeg csökkentés mértéke:

15CDV6 hegesztett forgácsolt fém toldat hegesztett és karboncső ragasztott konstrukció

186 72%

Tömeg csökkentés mértéke:

Karbon laminátum toldat és karboncső ragasztott konstrukció

129 81%

3.30. táblázat – T-átkötéses darabok tömeg szerinti összehasonlítása.

Bonyolultabb alakú térbeli csatoló laminátumok készítése is megoldható mart alumínium formaszerszámmal, nincs forma szerinti korlátja a csövek csatlakoztatása miatt meghatározott térbeli csatoló elem kialakításának.

152


III.3 KÖVETKEZTETÉSEK Műanyag szálerősítéses kompozitok vizsgálatainál megállapítottam, hogy a legjobb szilárdsági tulajdonság a pultrudált technológiával gyártott termékek esetén érhető el. A vizsgálatoknál nem találkoztam szálerősítéses kompozit szerkezetek esetében kifáradás jelenségével és időtartam szilárdság eredményezte szilárdsági tulajdonságok leromlásával. Véleményem, hogy a szálerősített kompozit szerkezetek kifáradás érzéketlen anyagok, ezeknél a klasszikus Wöhler-féle kifáradás nem értelmezhető. Bármely kompozit szerkezetben terhelés hatására a teljes keresztmetszet leromlása előtt szálszakadás jelentkezik, mely részleges teherbíró képesség csökkenést eredményez. Hibrid kompozit szerkezetek alkalmazásával a dinamikus ütéssel szembeni ellenállás jelentősen növelhető, ezért a szálerősített kompozit szerkezetek kiválóan alkalmasak futómű szárak megépítésére. Ezeknél a konstrukcióknál az előfeszítést nem a rétegszerkezet kialakításával, hanem a geometriai formák beállításával lehet kialakítani. Karbon kompozit csövek alkalmazásával, több mint 50% tömegcsökkenés érhető el mechanikus kormányszerkezetekben és térrács konstrukciók esetében.

153

Könnyű, ultrakönnyű repülőgépek szerkezeti elemeinek károsodás analízisei

IV.

KÖNNYŰ,

ULTRAKÖNNYŰ

REPÜLŐGÉPEK

SZERKEZETI

ELEMEINEK KÁROSODÁS ANALÍZISEI IV.1

FÉMSZERKEZETI ELEMEK KÁROSODÁS ANALÍZISEI

Fémszerkezeti elemek károsodása bekövetkezhet egyfelől képlékeny állapotban, mikor a kezdő repedés előtt egy nagyfokú képlékeny alakváltozás történik, vagy ridegtörés formájában. Repülőgépész mérnöki munka során a tervezésben használt biztonsági tényezők alkalmazásának célja az, hogy az első tönkremeneteli módot elkerüljük, ezért üzemeltetésiterhelési határértékeket adunk meg, hogy deformációk csak rugalmassági tartományon belül alakuljanak ki. A második károsodási folyamatra nehéz felkészülni, mert a ridegtörést nem előzi meg észrevehető kiterjedt képlékeny alakváltozás, tehát láthatatlan. Különösen veszélyes ez hegesztett szerkezeteknél, ahol előfordulhatnak felületi egyenetlenségek, kisebb varrat hibák okozta bemetszések, vagy magasabb széntartalmú acéloknál beedződött zónák, melyek rideg martenzites szövetszerkezeti formában lehetnek jelen. A konstruktőrök sokáig úgy gondolták, hogy ridegtörés kizárólag rugalmas-képlékeny átmeneti zóna nélküli alakváltozásokkal leromló anyagszerkezetek esetén értelmezhető, vagyis tökéletesen rugalmas anyag esetén léphet fel a rugalmasság megszűnésével robbanásszerű törés. Mechanikai anyagvizsgálatok kimutatták, hogy a ridegtörés oka mikroméretű repedésekhez vezethető vissza, melyek felületből vagy belső folytonossági hiányból jöhetnek létre és terjedéséhez minden esetben képlékeny zóna szükséges, amit megelőz egy igen kis helyre összpontosuló képlékeny alakváltozás, mely általában szabad szemmel nem látható. A 4.1. ábrán látható repedés csúcsában, a rugalmas-képlékeny határállapotban az anyagvastagságtól függően síkbeli vagy térbeli feszültség állapot értelmezhető.

4.1 ábra – repedéscsúcs feszültségmezeje. (forrás: [55])

154


Síkbeli feszültségállapot leginkább vékony, térbeli feszültség állapot vastag anyaggeometriák esetén lép fel. Síkbeli feszültségállapot esetén feszültségmátrix a következő:

 x  xy P   yx  y  0 0

0 0 , tehát két normál és egy síkbeli csúsztató feszültségi tag működik csak, a 0

többi feszültség komponens értéke nulla. Térbeli feszültségállapot esetén a feszültségmátrix a legbonyolultabb esetet, vagyis a legösszetettebb helyi igénybevételt fogja eredményezni:  x  xy  xz    P   yx  y  yz  , és igaz, hogy  z    ( x   y ) .  zx  zy  z   

Irwin és Williams kutatásaikkal bebizonyították, hogy a repedés környezetében mindig ugyanaz

a

feszültségmező

jelentkezik,

függetlenül

a

terhelés

nagyságától,

csak

intenzitásukban különböznek [56]. Az intenzitás mértékének kifejezésére a K tényező szolgál, melynek elnevezése feszültségintenzitási tényező. K tényező segítségével egy próbatesten levő repedés összehasonlítható a szerkezetben található repedéssel anélkül, hogy figyelembe vennénk annak méretét, helyét, terhelését és alakját. Vizsgálatok során a K-nak egy adott értéke kimérhető, amit kritikus határértéknek nevezünk KIc-vel jelölünk, ez anyagjellemző, törési szívósság. Törésmechanikai méretezés, vagyis a károsodás analízis annyit jelent, hogy az anyagra jellemző és kimért törési szívósságot összehasonlítjuk a repedést tartalmazó szerkezet feszültségintenzitási tényezőjével. Természetesen a biztonságot az jelenti, ha igaz, hogy K < KIc, ebben az esetben a repedés nem képes tovább terjedni. A feszültségintenzitási tényező nagysága meghatározható és a következő tényezőktől függ: -

a hiba fajtájától, hogy az beágyazott vagy felületi,

-

a hiba torlódási csúcspontjában fellépő átlagos feszültség nagyságától,

-

a hiba geometriájától.

Mivel számos szakirodalomban megtalálhatók a levezetések terjedelmi korlátokra tekintettel csak a számításhoz szükséges végösszefüggést adom meg a feszültségintenzitási tényező meghatározásához:

K    a

(e.4.1)

ahol: б – feszültség , a – a hiba köré írt ellipszis fél nagytengely hossza (4.2. ábra alapján)

155


4.2 ábra – repedés hiba értelmezése (forrás: [55])

A törési szívóság (KIc) meghatározására törésmechanikai vizsgálatot kell végezni, melyet hárompontos hajlító (TPB45 próbatest) vagy kompakt szakítóvizsgálattal (CT46 próbatest) mérnek ki. Az (e.4.1) összefüggés részletesebb vizsgálatával kiderül, hogy ha egy szerkezetben repedési hiba van, akkor már a folyáshatár átlépése előtt bekövetkezhet a törés. Ez az oka annak, hogy előjel nélkül jön létre a károsodás, melyet a repedés miatt gyorsan változó szerkezeten belüli energia viszonyok idéznek elő. Abban az esetben, ha a szerkezetben nincs repedés az abban tárolt rugalmas energia nagysága:

Ur 

2 2E

V

(e.4.2)

ahol: б – feszültség, E – rugalmassági modulus , V – a test teljes térfogata. Repedés terjedésekor a szerkezet rugalmas energiája csökken, melyre hasonlóan igaz, mint az (e.4.2) esetén, hogy:

U r repedés 

σ2  Vrepedés 2E

(e.4.3)

Az (e.4.3) összefüggés értelmében látható, hogy a repedés maga is kelt egy rugalmas energiát, mely csökkenti a teljes szerkezet rugalmas energiáját. A repedés kiterjedését tekintve gömb alakba zárható, így annak térfogata közelítőleg meghatározható. A repedés következtében felületi rugalmas energia szabadul fel, melynek ellensúlyoznia kell a repedés keltette rugalmas belső térfogati energiát. A repedés akkor terjed, ha a felszabaduló repedés keltette belső rugalmas energia nagyobb, mint a felületi rugalmas energia. Mondhatjuk azt is, hogy a szerkezet belsejéből a felszínre kifutó repedést az anyagvastagság felületi energiája nem képes megállítani. Matematikailag ez így fejezhető ki: 45

TPB: three point bending angol megfelelőnek a rövidítése magyarul hárompontos hajlító próbatestet jelent, szabványosított eljárásban. 46 CT: compact tensile angol megfelelőnek a rövidítése magyarul kompakt szakító próbatestet jelent, szabványosított eljárásban. 156


Er  E

(e.4.4)

ahol: ∆Er – belső térfogaton belüli rugalmas energiaváltozás, ∆Eγ – felületen felszabaduló rugalmas energiaváltozás. Ha az (e.4.4) összefüggés teljesül, akkor a repedés képes terjedni. Az (e.4.4) összefüggés matematikai megoldásával jutunk el a károsodás analízis, vagyis a törésmechanika (e.4.1) alapegyenletéhez. Tapasztalatom, hogy könnyű, ultrakönnyű repülőgépek tervezési és gyártási előírásai nem foglalkoznak a fontosabb szerkezeti elemek károsodás analízisével. El kell fogadnunk azt a tényt, hogy repedés mindig van az anyagban, legfeljebb azt nem lehet kimutatni [57]. A 4.3. ábrában láthatjuk, hogy minden szerkezeti elemben van repedésterjedés. Kérdés, hogy üzemeltetés során az jelentkezik-e, és ha igen, milyen formában. Legfontosabb azt megakadályozni, hogy a repedés instabilan terjedjen, mert annak nincs látható előjele. Ezt akkor tudjuk meggátolni, ha igaz, hogy K < KIc. Hegesztett szerkezetek tervezésénél sokat foglalkoztam a károsodás analízis lehetséges formáival. Meggyőződésem, hogy a könnyű, ultrakönnyű, különösen katonai felhasználású repülőgépek tervezési rendszer szemléletébe is be kell, építeni azt az eljárást, amikor azt feltételezzük, hogy egy fő teherviselő elemben hiba van, amit esetleg külső behatástól sérült.

4.3 ábra – repedés terjedés és a törés kapcsolata (forrás: [57])

Törésmechanikai méretezést el kell végezni, melyhez szükséges az anyagtörési szívósságot kimérni. Feszültségintenzitási tényező számításához a szerkezetet a hiba, vagyis a repedés állapotának megfelelően kell vizsgálni. Tekintsük a 2.39. ábrán látható Corvus Racer hegesztett vázszerkezetét, melyen keresztül bemutatom egy lehetséges károsodás analízis vizsgálatának folyamatát:

157


1. A Racer-féle eljárással meghatározom a szerkezet legterheltebb pontjait és azok közül is a legveszélyesebb helyet. 2. A FEM számítás során az eredményt HMH szerinti méretezési módszer eredményeként kapjuk, mely a szerkezetre érvényes redukált feszültség. Az adott helyre vonatkozó redukált feszültség főfeszültségeit visszavezetjük a fellépő X, Y, Z normál feszültségekre és az XY, YZ, XZ csúsztató feszültségekre, majd meghatározzuk a legveszélyesebb irányt, vagyis a varrat kritikus irányú terhelését. 3. A kritikus terhelési irány ismeretében a varratra felületi vagy térfogati hibát adok meg, és meghatározom az így kapott bemetszés feszültségkoncentrációs hatás eredményezte egyenértékű feszültség nagyságát a szerkezetben, szintén FEM eljárással. 4. A 4.2. ábra alapján detektálom a feltételezett hibát és ezen információk birtokában kiszámítom a feszültségintenzitási tényező nagyságát. 5. Összehasonlítva és elemezve a K < KIc feltételt és iterációval meghatározhatóak a repedés eredményezte kritikus geometriai méreteket. 6. Ajánlást és döntést hozható arról, hogy a kritikus hely(ek) esetén mekkora és milyen kiterjedésű hibák, repedések azok, melyeket az üzemeltetés során károsnak tekintünk, a hiba kereső anyagvizsgálatoknál ezekre fokozott figyelmet kell fordítani. Természetesen az FEM vizsgálatok során a varratokat technológiai paramétereknek megfelelő szövetszerkezet eredményezte mechanikai tulajdonságokkal kell vizsgálni károsodás analízis során is, tehát a varrat, hő zóna és alapanyag elhatárolást figyelembe kell venni. A virtuális diagnosztika alkalmazása már a fejlesztésnél lehetővé teszi azt, hogy a hibás szerkezeti elemek vizsgálatát is elvégezzük, és a feszültséggyűjtő helyek hatását figyelembe vegyük. Példa a 4.4. ábra, ahol egy lemezben feltételezett repedés környezetének feszültség eloszlása, majd a 4.5. ábra, ahol egy hegesztetett varrat felületi repedésének feszültség elemzése látható.

4.4 ábra – lemez repedés feszültségeloszlás képe. (forrás: [56])

158


4.5 ábra – varrat felületi repedés feszültségeloszlás képe. (forrás:saját FEM analízis eredmény)

Tapasztalatom szerint könnyű, ultrakönnyű repülőgépek fém szerkezeteit érintő repedések kialakulását üzemeltetés alkalmával leginkább a következő tényezők okozzák: -

nem rendeltetésszerű időleges túlterhelések,

-

korróziós ártalmak,

-

ismétlődő igénybevételek, kifáradás jelenségei,

-

karbantartási hiányosságok és az időszakos ellenőrzések elmaradása.

IV.2

KOMPOZIT ÉS FÉMSZERKEZETI ELEMEK KÁROSODÁS ANALÍZISEI KÖZÖTTI PÁRHUZAM

Kompozit szerkezetek károsodási analízise és azzal kapcsolatos törésmechanikai elemzések kérdései sokkal bonyolultabbak, mint a fémek esetében. Az előzőekben bemutattam, hogy fémeknél a ridegtörés bekövetkezésénél a repedés közvetlen környezetében is van egy képlékeny átmeneti zóna, mely mikroszkopikus méretű. Szálerősítésű műanyag kompozitok esetében nem beszélhetünk még mikro szinten sem képlékeny alakváltozásról, mert a folyáshatár értelmezhetetlen. Ami azonosan kezelhető kompozit és fémszerkezetek esetében, az a leromlási folyamatok bekövetkezésének módja, melyek a 4.6. ábrán láthatók. Az ábra szerint fémeknél megkülönböztetünk KIc, KIIc és KIIIc törési szívósságot, mely magára a törési módokra utal. Az első, a legveszélyesebb a szakítás (tensile), a második a csúszó nyírás (sliding shear), a harmadik pedig a tépő nyúlás (tearing shear).

4.6 ábra – törési tönkremeneteli módok, tensile-szakadás, sliding shear-csúszó nyírás és tearing shear-tépő nyírás. (forrás: [58]) 159


Kompozit szerkezetek esetében a tönkremeneteli módokat delamináció47 fogja elindítani, amikor valamilyen külső hatás eredménye, hogy a laminátum rétegei között a kapcsolat megszakad. Fémek esetében említettem, hogy a törési szívósságot TPB (4.7. ábra) és TC (4.8. ábra) vizsgálatok alapján lehet meghatározni, melyek eredménye anyagjellemzők, a törési szívósságok.

4.7 ábra – TPB próbatest a bemetszés helyén előrepedéssel. (forrás: [58])

4.8 ábra – CT próbatest a bemetszés helyén előrepedéssel. (forrás: [58])

Kompozitok esetében a tönkremenetel mértékének jellemzésére nem törési szívósságot, hanem alakváltozási energia átalakulást értelmezünk, melynél azt definiáljuk, hogy mekkora energia szükséges ahhoz, hogy a delamináció feltételei különböző állapotokban adottak legyenek. Hasonlóan, mint fémek esetében, kompozitoknál is a 4.6. ábrán látható tönkremeneteli módok léphetnek fel, és megkülönböztetünk GIc, GIIc és GIIIc alakváltozási energiaváltozást. Fémeknél a TC és TPB eljárások szabványosítottak, több évtizedes tapasztalat áll rendelkezésre a károsodás analízis folyamatának megismerésére, azonban kompozitok ilyen irányú vizsgálataihoz még nagyon kevés a rendelkezésre álló szakirodalom. Kutatások folyamatban vannak a szabványos vizsgálatok bevezetésére. Nemzetközi szinten elfogadott eljárás a 4.6-os számú ábra szerinti, a legveszélyesebb szakítás (tensile) vizsgálatra a 4.9. ábrán látható DCB48 teszt. Az eljárásban egy téglalap kompozit laminátum készül a

47 48

delamináció rétegleválást, rétegelcsúszást jelent. DCB: double cantilever beam, vagyis dupla konzolos gerenda vizsgálat. 160


hosszirány menti UD49 szálszerkezet kialakításával, melynek középsíkjába egy teflon réteg kerül belaminálásra, és ez elindítja a rétegelválást.

4.9 ábra – DCB próbatest teflon réteg betéttel. (forrás: [58])

A 4.10. ábrán látható ENF50 vizsgálattal a második csúszó nyírás állapot elemzése lehetséges, a 4.11. ábrán pedig az ECT51 próbát mutatja, mely a harmadik tépő nyúlás vizsgálatához ad támpontot.

4.10 ábra – ENF próbatest teflon réteg betéttel. (forrás: [58])

4.11 ábra – ECT próbatest teflon réteg betéttel. (forrás: [58.])

Vizsgálatok eredményei csak korlátozott információ tartalommal bírnak, mert előre meghatározott orientációjú rétegszerkezetre érvényesek, és laminátumok kialakításánál alkalmazott gyártási módszer nagyban függ a technológiai paraméterektől. Ha valós szerkezetben a vizsgált daraboktól eltérő rétegszerkezet van az eredmények nem használhatók fel.

49

UD: unidirectional, vagyis azonos irányú. ENF: end-notched flexure, vagyis végén támasztott és középen hajlított vizsgálat. 51 ECT: edge crack torsion, vagyis él repedés, csavarás alatt. 50

161


Egyszerűbb a vizsgálat és megbízhatóbb eredményeket kapunk szendvicspanelek elemzésekor, mert ott a héj és a szendvicsmag közötti elválás egyszerűbben kezelhető, mint tömb

laminátum

esetén,

mivel

ott

közvetlenül

a

ragasztás

kerül

vizsgálatra.

Szendvicspaneleknél jól alkalmazhatók a DCB és ENF eljárások. A 4.12. ábrán egy szendvicspanel ENF vizsgálata látható.

4.12 ábra – ENF vizsgálat szendvicspanel darabon. (forrás: [59])

Tapasztalatom, hogy delamináció kompozit szerkezeti darabok esetében két féle módon következhet be, egyfelől gyártási hiányosságok miatt, másfelől valamilyen külső felületi sérülés indít el rétegelválást. Gyártás során fellépő probléma forrása lehet, ha a szerkezeten belül feszültségkoncentrációs hely alakul ki. Ezt légbuborék idézheti elő, mely nem megfelelő vákuumozás és hőkezelés eredményeként jön létre. Ebben az esetben repedések jelennek meg, melynek oka, hogy a beágyazó anyag belső adhéziója lecsökken, vagy az erősítőszál folytonossága megszakad [60]. Igen gyakori probléma repülőgépek üzemeltetésénél a 4.13. ábrán látható leromlási folyamat kompozitokban, amikor egy külső behatolás például kavics, jégeső vagy akár egy leejtett szerszám karbantartás alkalmával felületen hagy sérülést és ebből indul el a delamináció.

4.13 ábra – ütés hatására bekövetkező delamináció és törés folyamata. (forrás: [60])

Kísérleteim alkalmával arra a következtetésre jutottam, hogy a delamináció akkor jelent igazán problémát, ha a sérült szerkezeti darabot nyomó igénybevétellel terheljük. Kompozit felületeket érő külső behatolás egyik gyakori formája, amikor a repülőgép esőben, esetleg jégesőben repül, és a felületre valamekkora sebességgel nekiütköző becsapódó eső, 162


jégesőszemek ütéssel roncsolják azt. (Itt kívánom megjegyezni, hogy könnyű, ultrakönnyű repülőgépek ritkán kerülnek ilyen időjárási körülmények között a levegőben, de ettől függetlenül a probléma felvetése időszerű.) A felületbe becsapódó eső vagy jégesőszem lokális energia elnyelődés formájában fejti ki roncsoló hatását, mely leírható a Reid-Wen-féle formulával :

El 

  t   u   fracture  D 2

(e.4.5)

8

ahol: El – elnyelt lokális energia a felületben, t – anyagvastagság, D – a roncsolt felület átmérője,

tulajdonképpen

az

eső

vagy

jégesőszem

átmérője,

бu

–

laminátum

szakítószilárdsága, ɛfracture – laminátum tönkremenetelekor fellépő nyúlás. A felületbe ütközést megelőzően egy eső vagy jégeső szemnek az energia viszonyára igaz, hogy: E kin 

1 1  m  v2     2 2 2

(e.4.6)

a teljes kinetikai energia a mozgási és a forgási energia összegéből következik. Ha egy jégesőszem becsapódása következtében történik a törés, akkor igaz a következő összefüggés:

E kin  Etörés ahol:

2 2E

1 2 2  mv  2 2E

(e.4.7)

- maga a törési munka nagysága, a képletben az E – az E-modulus.

Az (e.4.7) összefüggésből kifejezhető sebesség nem más, mint a törés előidézéséhez szükséges becsapódási vagy más néven impact sebesség:

vimpact 

2 mE

(e.4.8)

ahol: б – laminátum szilárdsága, m – a becsapódó szem tömege, E – rugalmassági modulus Kompozit laminátumok és szendvicspanelek ütőhatással szembeni ellenállásait adott energia szintű becsapódást követően nyomó igénybevétel alkalmazásával vizsgáltam, arra kerestem összefüggést, hogy milyen mértékben csökkenti a laminátum vagy szendvics panel nyomószilárdságát adott mértékű becsapódás során felhalmozódott energia nagysága. A becsapódást különböző átmérőjű acélgolyók használatával értem el. Vizsgálatom alkalmával megállapítottam, hogy: -

kisebb sebességű becsapódáskor a felületen sérülés szabad szemmel nem látható (4.14. ábra), de ugyanúgy delamináció jelentkezik, 163


-

negatív hőmérsékleti tartományban az anyag felkeményedése következtében sokkal kisebb helyre összpontosul a hiba kiterjedése, de azzal együtt mélyebben is van, mint pozitív hőmérsékleti tartományban, 4.15. ábrán láthatók szerint,

-

a kisebb átmérőjű, de nagyobb sebességgel becsapódó hatás sokkal károsabb, mint a nagyobb átmérőjű, de kisebb sebességgel érkező behatás.

4.14 ábra – ütés hatására felületi sérülés, bal oldali képen látható a károsodás (visible damage area), a jobb oldalin szabd szemmel nem (not visible damage area), azonban a felületet ütés érte ami delamináció forrása volt. (forrás: [46])

4.15 ábra – ütés hatására felületi sérülések, baloldal negatív hőmérsékleten (impact minus temperature), jobb oldal szoba hőmérsékleten. (impact room temperature) (forrás: [46])

Meggyőződésem, hogy megbízható törésmechanikai méretezést kompozit anyagok esetében a konstrukció tervezése, kialakításánál elvégezni nem lehet. A referencia értékek kimérésére csak a valós fizikai próbatesteken van lehetőség [61], melyek egyáltalán nem biztos, hogy azonosak lesznek a valóságban legyártott és beépített darabokkal, mert a kivitelezés érzékeny a gyártástechnológiai paraméterekre és a szerkezeti darabok méret kiterjedésére is. Más gyártástechnológiai értékeket kell alkalmazni próbatestek elkészítésénél, mint nagyobb térfogatú, kiterjedt elemeknél. Véges elem módszerek csak egyszerűbb eseteknél adnak megbízható eredményt, a modell felépítés és analízis végrehajtása hosszadalmas és számos hiba lehetőséget rejt még magában. 164


IV.3

KÖVETKEZTETÉSEK

Fémszerkezetek esetében jól bevált és szabványos eljárások állnak rendelkezésünkre, annak érdekében, hogy már a tervezésnél törés mechanikai méretezéseket végezzünk. Fémek mechanikai tulajdonságainak ismeretében a szakirodalmi tudástár sokkal bővebb, mint kompozitok esetén. Repülőgép kompozit szerkezetek tervezése és gyártásánál a technológiai tényezők bizonytalanságát kell csökkenteni, azért hogy a belső szerkezeti delamináció megindulását meggátoljuk, erre a számítások során használt, növelt biztonsági tényező és a gyártás során alkalmazott át szövetezés és a 4.16. ábrán látható él erősítés nyújt biztonságot.

4.16 számú ábra – főtartó és héj átmenet közötti él át szövetezés. (forrás: saját készítésű CAD modell)

165


ÖSSZEGZETT KÖVETKEZTETÉSEK Vélhetően a könnyű, ultrakönnyű repülőgépek felhasználási területe az elkövetkezendő években jelentősen növekedni fog és egyre inkább teret nyer a katonai repülésben is. Ennek oka, hogy korszerű gyártási módszerekkel gyorsabban lehet előállítani könnyebb és teherbíróbb szerkezeteket, mely növelni fogja az ultrakönnyű légi járművek számát. Jelenlegi robbanó motoros jármű mellett meg fog jelenni ultrakönnyű repülőeszközökben az elektromos meghajtás, mely hosszútávon a repülés költségeit csökkenteni fogja. Tervezési folyamatok és azzal kapcsolatos optimalizációt a fejlett számítógépes informatikának köszönhetően már nem csak geometriai szinten képesek szilárdsági vizsgálatok modellezésére, hanem a technológiai paraméterek is figyelembe vehetők. Különösen igaz ez fémes szerkezeti anyagok vizsgálatánál, de kompozit anyagszerkezetek analizálásának vannak még nehézségei, melyek a számítási eredmények bizonytalanságát eredményezhetik. Repülőgép hegesztett elemek vizsgálatához az általam kidolgozott Racer-féle módszer jó biztonsági alapot jelent, hogy a szilárdsági méretezések eredményeire hagyatkozva tömegcsökkenés ellenőrzéséhez azokat felhasználjuk. Repülőgép kompozit szerkezeti elemek tervezésénél nem alkalmazhatjuk a jól bevált FEM módszert, mely a technológiai kritériumokat is képes figyelembe venni, ezért a gyártási környezet kialakításának a tervezéssel párhuzamosan kell megtörténni és az eredményeket közvetlenül egymással összefüggésben kell a tervezőnek érvényesíteni. Bevezető részben utaltam már a lézeres lőszimulátor alkalmazhatóságára, aminek használhatóságát a Magyar Honvédség MI-24-es típusú helikopterein a gyakorlatban is kipróbálták már. Az felszerelve a helikopterre alkalmas irányítható rakétákkal történő lövészetek gyakorlására pusztító eszközök felhasználása és lőtér biztosítása nélkül és a rendszer képes együttműködni egyéb fedélzeti berendezésekkel, amikkel közösen légiharc gyakorlása is lehetséges [62]. Mivel a könnyű, ultrakönnyű repülőgépek üzemeltetése gazdaságosan megoldható, a katonai felhasználás elterjedését jelentősen növelné a lézeres lőszimulátor rendszer már a fejlesztés, és később a gyártás során történő integrációja az arra aerodinamikailag, szerkezetileg alkalmas gépek esetében. Az egykori Corvus Aircraft Kft keretein belül gyártott ultrakönnyű repülőgépek katonai kiképzőgépként való felhasználására igény merült fel. Kollégáimmal több hónapot töltöttünk az Egyesült Arab Emirátusokban, 2007-ben, ahol sivatagi körülmények között teszteltük katonai egységekkel közösen a Corvus

166


modellek alkalmazhatóságát hadászati kiképző repülőgépként. Két modell máig az Emirátusok területén teljesít szolgálatot és a különleges időjárási körülmények ellenére is pozitív visszajelzéseket kaptunk vagyis, hogy a repülőgépet alkalmasnak találták katonai alapoktató típusnak. A Magyar Honvédség részéről is történt már érdeklődés magyar tervezésű, magyar gyártású Corvus modellek lehetséges kiképző repülőgép felhasználásának céljából. A Magyar Honvédség Összhaderőnemi Parancsnokság Repülőfelkészítési Osztály részéről Nagy István – ezredes úr tesztelte 2009-ben a Corvus ultrakönnyű modelljeit és tekintette meg a gyártási folyamatokat. Akkor véleménye az volt, hogy kisebb átalakításokkal és bizonyos katonai szabványok speciális követelményeit figyelembe véve a repülőgép alkalmas lehet a kivonás előtt álló drága üzemeltetésű JAK-52 típus kiváltására.

167


ÚJ TUDOMÁNYOS EREDMÉNYEIM ÉS AJÁNLÁSAIM Az elmúlt hat-hét évben végzett kutató-fejlesztő munkám alapján értekezésem új tudományos eredményeit a következő pontokban foglalom össze: 1. Felmértem napjaink egyre népszerűbb „general aviation” repülés fontosabb problémáit, melyek alapján kidolgoztam a könnyű, ultrakönnyű repülőgépek általános konstrukció kialakításának

igényeit

a

XXI.

század

gyártástechnológiai

és

informatikai

rendszerszemléletű elvárásaihoz igazodva. 2. Kidolgoztam és ajánlást teszek, hogy hegesztett kötések szilárdsági méretezésénél nem célszerű a konstruktőröknek empirikus értékekre hagyatkozni, mert e módszer alkalmazása nincs

összhangban

a

szerkezetek

valóságos

teherviselő

képességével,

így

tömegcsökkentésnél erre nem támaszkodhatunk. 3. Kidolgoztam FEM eljárást, melynek alkalmazásával hegesztett kötések szilárdsági méretezésénél technológiai tényezőket is figyelembe tudunk venni és virtuális modell szinten

kezelhető

a

varrat

anyagszerkezeti

változásából

létrejövő

mechanikai

inhomogenitás. Az FEM eljárást Racer-féle módszernek nevezetem el, mivel az ilyen elnevezésű repülőgép fejlesztése során dolgoztam ki, alapvetően a SolidWorks CAE rendszerre alkalmazva, de ettől függetlenül más szoftverekre is adaptálható. Az eljárás kidolgozásában segítségemre volt több magyar egyetem oktatója. 4. Hegesztett kötések laboratóriumi vizsgálatának eredményeit hasonlítottam össze a Racerféle FEM eljárás eredményeivel, melyeknél a vizsgált geometria alak valóságban és a modellezés folyamán azonosak voltak, és a szimulációk eredményei kb. 2-5% hibahatáron belül mutatnak hasonlóságot a mért értékekkel. Ezzel igazoltam, hogy egyszerű kialakítású kötésekre a Racer-féle módszer jól alkalmazható. 5. Megalkottam egy terhelés diagnosztikai on-line mérő és elemző berendezés szilárdsági kritériumok szerinti kialakításra vonatkozó igényét, mely alkalmas fémek hegesztett kötéseinek és kompozitok folyamatos feszültség-nyúlás mérésére és az adatok feldolgozására dinamikus terhelések elemzések megadására. Az elektronikai egységet egy magyar cég fejlesztette ki és annak a DABAS nevet adta. 6. Kidolgoztam repülőgép hegesztett térrács szerkezet szilárdsági méretezéséhez egy segédletként használható folyamat diagramot, mely figyelembe veszi a statikus határállapotok és a dinamikus terhelések igényeit is. Racer-féle FEM eljárással ellenőriztem hegesztett térrács konstrukciót, melynek folyamán meghatároztam a

168


legterheltebb csomópontokat. A kijelölt üzembiztonság szempontjából veszélyes teherviselő pontokat valós terhelési vizsgálatokkal és repülési körülmények között a DABAS rendszerrel ellenőriztem. A Racer-féle FEM eljárás számított értékei és a földi szilárdsági vizsgálatok közel 5% pontosságot jelentenek, de a levegőben mért eredmények 20%-kal

kisebb

terheléseket

mutattak

az

FEM

rendszerben

számítottaktól.

Bebizonyítottam, hogy a számított és a földi terheléseknél mért értékek legalább 20% túlméretezést jelentenek, melynek oka a virtuális és valós terhelési vizsgálatok folyamán használt megfogási kényszerekre vezethető vissza. A túlméretezés a tömegcsökkentés lehetőségét igazolja. 7. Felhasználtam a Minner-féle halmozódó károsodás kifáradási elméletet hegesztett térrács szerkezet dinamikus terhelések okozta hatásainak elemzésére és ezt összekapcsoltam a Racer-féle eljárással, melynek megalapozottságát igazoltam. 8. Kompozit szerkezetek gyártástechnológiai módszereit vizsgálva igazoltam, hogy legjobb szilárdsági mutatószámok a pultrudált technológia alkalmazásával biztosíthatók. Kompozit szerkezetek

vizsgálatainál

összegyűjtött

kísérleti

eredményeim

felhasználhatók

szakirodalmi adatokként és bővítik a kompozit technika tudástárát. 9. Kidolgoztam a gyártástechnológia alapját mechanikus kormányrendszerekben használható karbon tolórudakra és az innovatív karbon cső térrács szerkezet építésére.

Munkám és eredményeim felhasználhatóak repülőgép tervezők, repülő műszaki kollégák munkájánál, de javaslom azok bevezetését a gépész-, közlekedés, anyagszerkezetimérnökhallgatók oktatási programjába, valamint gyakorló mérnökök továbbképzésébe is.

169


FELHASZNÁLT IRODALOM [1] http://en.wikipedia.org/wiki/Wake_turbulence 2013. május 10. szerinti elérhetőség az interneten [2] Csaba Farkas – Application of EFIS-EMS, NAV-COM and automatized on-board systems in GAT light aircraft sector considering weight reduction requiremnets AARMS 2009 Volume 8 Issue 4 page 625-639 [3] http://www.nav.gov.hu/nav/szolgaltatasok/uzemanyag/uzemanyagarak 2013. május 10. szerinti elérhetőség az interneten [4] http://www.kiliti-airport.hu/pilotaknak/uezemanyag 2013. május 10. szerinti elérhetőség az interneten [5] Thg. Megson Aircraft Structures for engineering students Third Edition Butterworth Heinemann 1999. ISBN 0 340 70588 4 [6] Dr. Kovács József Gábor – Terméktervezés folyamata a polimertechnikában, Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem Polimertechnika Tanszék PPT elektronikus előadás jegyzet [7] Dudás Zoltán – A repülési biztonságkultúra fejlesztésének lehetőségei a Magyar Honvédség légierejében különös tekintettel az emberei tényező formálására PhD értekezés, Zrínyi Miklós Nemzetvédelmi Egyetem, Budapest 2007. [8] Revisiting Aloha Airline Flight 243: Corrosion Engineer’s Stand point Mr Nauman Hashmi School of chemical and materials engineering, National University of Science and technology, Islamabad, PakistanContact email: [email protected] [9] ICAO Accident Prevention Manual First Edition-1984 Doc 9422-AN/923 from points of 2.5.1 and 2.5.2 [10] Samu Béla – Repülőgépelemek, Tankönyvkiadó Budapest, 1951. 150. oldal, 5.12 fejezet [11] Dr. Szunyogh László (főszerkesztő) – Hegesztés és rokon technológiák kézikönyv Gépipari Tudományos Egyesület, 2007. 421. oldal 4.2.1.1 és 4.5 ábra [12] Samu Béla – Repülőgépelemek, Tankönyvkiadó Budapest, 1951. 153. oldal, 5.13 fejezet [13] Dr. Szunyogh László (főszerkesztő) – Hegesztés és rokon technológiák kézikönyv Gépipari Tudományos Egyesület, 2007. 76. oldal 2.191-es összefüggés [14] Gyura László – Hidegrepedésmentes kötést biztosító hegesztéstechnológia meghatározása elvek és módszerek, PPT oktatási segédlet Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, 2010. [15] SolidWorks simulations and FEA meshing module on-line help manual, http://www.helps.solidworks.com [16] Samu Béla – Repülőgépelemek, Tankönyvkiadó Budapest, 1951. 156. oldal, 5.15 fejezet [17] Farkas Csaba és Dr. Palotás Béla – Magyar tervezésű és gyártású repülőgép CORVUS RACER 540 hegesztett rácsszerkezetének tervezése, gyártása és ellenőrzése, 25. Jubileumi Hegesztési Konferencia, Budapest 2010. május 20. [18] Dr. Petúr Alajos – Repülőgép szilárdságtan Tankönyvkiadó Budapest 1953. C fejezet Síkbeli rácsos szerkezetek 50. oldal [19] Tom Rhodes – Stress without tears an aircraft-stress primer requiring no advanced mathematics Jacobs Publishing Inc USA 10585 N. Meridian St. Suite 220 Indianapolis IN 46290 Section II Fuselage Design 170


[20] Aalborg Universitet Finite Element Method II Structural Elements 3d beam elements, http://www.aau.dk [21] Dr. Kaliszky Sándor – Mechanika II. Szilárdságtan Tankönyvkiadó, Budapest, 1990. [22] SGF Ltd. - DABAS black box On-board Flight Data Archiving Box and Analysing System for Small Airplanes, Technical Description 2009. [23] L. MOLENT and B. AKTEPE - Review of fatigue monitoring of agile military aircraft Aeronautical and Maritime Research Laboratory, Defence Science and Technology Organisation, 506 Lorimer Street, Fishermans Bend, Victoria, 3207, Australia Centre of Expertise in Aerodynamic Loading, RMIT University, GPO Box 2476V, Melbourne VIC 3001, Australia [24] Dr. Balogh András – Hegesztett szerkezetek elektronikus oktatási jegyzet, Miskolc 2002. február 28. [25] Dr. Balogh András – Hegesztett szerkezetek elektronikus oktatási jegyzet 11.2.1, Miskolc 2002. február 28. [26] Farkas Csaba és Dr. Palotás Béla – Magyar tervezésű és gyártású repülőgép CORVUS RACER 540 hegesztett rácsszerkezetének tervezése, gyártása és ellenőrzése, 25. Jubileumi Hegesztési Konferencia, Budapest 2010. május 20. [27] Farkas Csaba, Bővíz Botond Gergely, Czabaly László Zoltán, Szűcs János, Tóth Péter és Dr. Váradi Károly – Corvus Racer 540 műrepülőgép vázszerkezetének VEM vizsgálata, BME Gépészmérnöki kar, Budapest 2008. december 13. [28] Dr. Balogh András – Hegesztett szerkezetek elektronikus oktatási jegyzet 10.06/1 Hegesztett kapcsolatok fáradása, Miskolc 2002. február 28. [29] Dr. Balogh András – Hegesztett szerkezetek elektronikus oktatási jegyzet 10.06/1 Hegesztett kapcsolatok fáradása 10.4 ábra, Miskolc 2002. február 28. [30] A fáradási jelenség vizsgálata, hatások, a fáradásra vonatkozó Eurocode szabvány ismertetése, http://www.hsz.bme.hu/hsz/oktatas/feltoltesek/BMEEOHS-SB4/faradas.pdf, 2013. június 14. szerinti elérhetőség az interneten [31] Koncz, Magyarosi, Pusztai – Kompozitok és szendvicsszerkezetek, repülőgép kompozit szerkezetjavító oktatási jegyzet, ACE Légijármű Műszaki Központ, 2000. [32] http://hu.wikipedia.org/wiki/COCOM-lista 2013. június 15. szerinti elérhetőség az interneten [33] Farkas Csaba - Kompozit sárkányszerkezetű repülőgép konstrukciók tervezésének, gyártásának és üzemeltetésének időszerű kérdései, Repüléstudományi Közlemények XX. évfolyam 2008. 2. szám [34] Farkas Csaba - Kompozit sárkányszerkezetű repülőgép konstrukciók tervezésének, gyártásának és üzemeltetésének időszerű kérdései, Repüléstudományi Közlemények XX. évfolyam 2008. 2. szám 2.2 rész első bekezdése [35] Czvikovszky, Nagy, Gaál – A polimertechnika alapjai, Műegyetemi Kiadó, 2000. [36] Dr. Gáti Balázs – Bevezetés a kompozit anyagok technológiájába, Budapesti Műszaki Egyetem, oktatási segédlet 2007. [37] http://www.novia.hu/?a=feldolgozas-technologiak&id=7&technologia= 2013. június 15. szerinti elérhetőség az interneten [38] http://hu.wikipedia.org/wiki/Tart%C3%A1ly 2013. június 15. szerinti elérhetőség az interneten 171


[39] N.A. Fleck, I. Sridhar – End compression of sandwich columns, Department of Engineering University of Cambridge 18 July 2001. [40] A. Petras – Failure mode maps for honeycombsandwich panels Department of Engineering University of Cambridge [41] R.D.Hiscocks – Design of light aircarfts 1995. Murphy Aircraft 8155 Aiotken Road Chilliwack, Canada [42] Dr. Czigány Tibor, Dr. Ronkay Ferenc és Hatala Márk – Vizsgálati jegyzőkönyv a Corvus Aircraft Kft részére a Carbolam THR 3000 anyagból készült próbatestek szakítóvizsgálatáról, Budapesti Műszaki Egyetem Polimertechnika Tanszék, 2009. április 8. [43] http://www.novia.hu/?a=feldolgozas-technologiak&id=3&technologia= 2013. június 15. szerinti elérhetőség az interneten [44] Dr. Czigány Tibor, Dr. Ronkay Ferenc és Hatala Márk – Vizsgálati jegyzőkönyv a Corvus Aircraft Kft részére különböző karbon, üveg és kevlár anyagból készült próbatestek szakítóvizsgálatáról, Budapesti Műszaki Egyetem Polimertechnika Tanszék, 2008. november 21. [45] Dr. Czigány Tibor, Dr. Ronkay Ferenc és Hatala Márk – Vizsgálati jegyzőkönyv a Corvus Aircraft Kft részére különböző karbon és üveg anyagból készült kiskocka minta próbatestek nyomóvizsgálatáról, Budapesti Műszaki Egyetem Polimertechnika Tanszék, 2008. november 24. [46] Csaba Farkas – Impact behaviour of thin-walled snadwich structures of aircraft, Master Thesis Institute of Lightweight Structures Aerospace Department Faculty of Mechanical Engineering Technische Universität München Boltzmannstraße 15 85747 Garching [47] Jeff Kessler, Dan Adams – Shear characterization of composite laminates and ahesives. University of Utah, Salt Lake City ÚT [48] Airbus Company – XSC3-Airbus Composite Engineering Course, 2009. [49] Illustarted Parts Catalog TL-2000 Sting Ultralight Aircraft TL Ultralight Aircraft Letiste Budova 84, 503 41 Hradec Kralove [50] Dr. Czigány Tibor, Dr. Ronkay Ferenc és Hatala Márk – Vizsgálati jegyzőkönyv a Corvus Aircraft Kft részére karbon tolórudak szakítási vizsgálatáról, Budapesti Műszaki Egyetem Polimertechnika Tanszék, 2009. október 27. [51] http://www.youtube.com/watch?v=5GISzoAqf0I 2013. június 24. szerinti elérhetőség az interneten [52] Farkas Csaba – Repülőgép konstrukciók prototípusainak gyártás előtti szerkezet elemzésének lehetőségei a XXI. század virtuális fejlesztőterében, Repüléstudományi Közlemények Különszám, 70 éves a légierő 2008. április 11. [53] http://www.laico.com/aerospace.html 2013. június 24. szerinti elérhetőség az interneten [54] http://revomag.hu/2012/merenyi-bel-canto-pista-kerekparteszt-2-resz-a-kivitelezes/ 2013. június 24. szerinti elérhetőség az interneten [55] Tóth László – Kísérleti és numerikus feszültséganalízis, a törésmechanika alapelvei, Miskolci Egyetem és Bay Zoltán Intézet, Miskolc 1999. [56] Fracture Mechanics, http://ksm.fsv.cvut.cz/~sejnom/download/pm10_tisk.pdf 2013. július 1. szerinti elérhetőség az interneten [57] Dr. Králics György, Dr. Reé András – Törés, Anyagismeret 2009/2010 Budapesti Műszaki Egyetem Anyagtudomány és Technológia Tanszék 172


[58] M.S. Sham Prasad, C.S. Venkatesha, T. Jayaraju – Experimental Methods of Determining Fracture of Fiber Reinforced Polymer Composites Under Various Loading Conditions, Journal of Minerals and Materials Characterazitation and Engineering Vol. 10 No. 13 pp 1263-1275, 2011. USA [59] Dan Adams – Developmnet and evaluation of fracture mechanics test methods for sandwich composites, The University of Utah Salt Lake City [60] Révész Tamás – Egyes kompozitok és belőlük készült szendvicsszerkezetek tönkremeneteli formái, Repüléstudományi Közlemények Különszám, 2010.április 16. [61] K.K. Chawla – Composite Materials Science and Engineering, Springer-Verlag ISBN 0387-96478-9 [62] Szilvássy László – Helikopteres lézeres lősziumlátor ZMNE Repülőtiszti Intézet, Repüléstudományi Közlemények, XII. évfolyam 31. szám, 2000.

173

Ábrajegyzék

ÁBRAJEGYZÉK 1.1-es számú ábra – a vortex (örvény) hatás repülőgépen 1.2-es számú ábra – könnyű repülőgépek további csoportosítási lehetőségei 1.3-as számú ábra – Zlin 142 könnyű, egymotoros repülőgép 1970-es évek tervezési és építési módszereivel, üres tömege 650-700 kg változatoktól függően 1.4-es számú ábra – Chickinox klasszikus ultakönnyű, egymotoros repülőgép 1980-1990-es évek tervezési és építési módszereivel, üres tömege 200-250 kg változatoktól függően 1.5-ös számú ábra – Shark UL modern ultrakönnyű repülőgép, napjaink tervezési és gyártási módszereivel, üres tömege 275-300 kg konfigurációktól függően 1.6-os számú ábra – a repülőgép a kényszerleszállást követően 1.7-es számú ábra – Kit Fox UL repülőgép 1993-ban gyártott modell hagyományos műszerfal kialakítással 1.8-as számú ábra – Kit Fox UL repülőgép 2011-ben gyártott modell integrált műszerfal kialakítással 1.9-es számú ábra: ADAHRS rendszerhez szükséges bemeneti paraméterek 1.10-es számú ábra – egyszerű automata végrehajtó egység ultrakönnyű repülőgéphez 2.1-es számú ábra – kis C tartalmú acél varrat melletti hőhatás övezete 2.2-es számú ábra – T-kötés egymásra merőleges csövek között 2.3-as számú ábra – 1.7218-as anyag lehűlési görbéi 2.4-es számú ábra – hegesztett T-kötés varrat és hőhatás övezete 2.5-ös számú ábra – varrat és hőhatás övezet 1.7218-as acél csövek hegesztése esetén, saját magam által készített felvétel, (2) joint, weldment section magát a varratot a kötést, a (1) heat affected zone section pedig a hőhatás övezetet jelenti, a felvétel 2011. februárban készült a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Anyagtudomány és Technológia Tanszékén 2.6-os ábra – hegesztett T-kötés modellezési környezete 2.7-es számú ábra – zónák vizsgálata keménység méréssel 2.8-as számú ábra – karbon egyenérték, lehűlési idő és a keménység kapcsolata 2.9-es számú ábra – T-kötés egymásra merőleges csövek között, cső 20x1 mm 2.10-es számú ábra – tompa varratos kötés csövek között, cső 16x1,25 mm-es 2.11-es ábra – a végeselem vizsgálatok bemeneti paraméterei 2.12-es számú ábra – varrat középvonalától a hőhatásövezet széléig számított feszültségek nagyságai, a feszültség értékek Mises-féle méretezési eljárás szerint MPa értékben értenők, a node az egyes csomópontokat jelenti 2.13-as ábra – Hegesztett törzsrács szerkezet Corvus CA-41 Racer 2.14-es ábra – Statikailag határozott hegesztett rácsszerkezet 2.15-ös ábra - Külső terhelés okozta belső igénybevételek elemzése 2.16-os ábra – Példa külső terhelés okozta belső rúderők erőjátékára 2.17-es számú ábra – 3D beam elem, node 1 csomópont 1 az elejét, a node 2 csomópont 2 a véget jelöli 2.18-as számú ábra – beam elem elmozdulás mezői, grafikusan szemléltetve 2.19-es számú ábra – beam elem elfordulás mezői, grafikusan szemléltetve 2.20-as számú ábra – egyszerű szerkezet beam végeselem modell 174

Ábrajegyzék

2.21-es számú ábra – egyszerű szerkezet beam elemekből számított feszültség értékek 2.22-es számú ábra – többlépcsős visszacsatolásos ellenőrző eljárás hegesztett térrács szerkezet esetén 2.23-as számú ábra – DABAS rendszer 2.24-es számú ábra – hegesztett varrat főbb irányú feszültségei 2.25-ös számú ábra – hegesztett varrat főbb irányú feszültségeinek X-Y-Z koordináta rendszerben levő helyzete 2.26-os számú ábra – törzs bekötési csomópontjaiba koncentrált erő bevezetések helyei és értékei 2.27-es számú ábra – CA-41 Racer szárny bekötés vasalás alsó varratot terhelő erők 2.28-as számú ábra – Mohr-féle diagram a vizsgált varratot terhelő négytengelyű feszültségi állapotban 2.29-es számú ábra – Mohr-féle diagram a vizsgált varratot terhelő háromtengelyű feszültségi állapotban 2.30-as számú ábra – térrács szerkezet illesztett csővég geometriája 2.31-es számú ábra – térrács szerkezet varrat kialakítások a cső átmenetekben 2.32-es számú ábra – térrács szerkezet bekötési csomópontjai 2.33-as számú ábra – függőleges irányfelület terhelési peremfeltétele 2.34-es számú ábra – vízszintes irányfelület terhelési peremfeltétele 2.35-ös számú ábra – szárny terhelési peremfeltétele 2.36-os számú ábra – motorágy terhelési pere 2.37-es számú ábra – hegesztett csomópont terhelési eloszlása 2.38-as számú ábra – hegesztett csomópont terhelési eloszlása 2.39-es számú ábra – rácsszerkezet kritikus hegesztési pontjai 2.40-es számú ábra – rácsszerkezet kritikus hegesztési pontjánál levő nyúlásmérő bélyeg, a 2.19-es táblázatnak megfelelően a 4-es számú mérési hely 2.41-es számú ábra – rácsszerkezet kritikus csőn levő nyúlásmérő bélyeg, a 2.19-es táblázatnak megfelelően az 5-ös számú mérési hely 2.42-es számú ábra – a szerkezeti elemek bevizsgáláshoz tervezett pneumatikus vezérlésű terhelőpad 2.43-as számú ábra – a szerkezeti elemek bevizsgáláshoz elkészült pneumatikus vezérlésű terhelőpad 2.44-es számú ábra – a szerkezeti elemek bevizsgáláshoz elkészült pneumatikus vezérlésű terhelőpad érintőképernyős kezelő felülete 2.45-ös számú ábra – légi tesztek során mért gyorsulás, túlterhelés, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41 2.46-os számú ábra – légi tesztek során mért feszültség az 1-es mérési helyen, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41 2.47-es számú ábra – légi tesztek során mért feszültség a 10-es mérési helyen, 2010.02.09. Red Bull pilon repülés Tököl, pilóta Besenyei Péter, repülőgép Corvus Racer CA-41 2.48-as számú ábra – feszültségingadozás meghatározása szabályosan lefutó dinamikai terhelés esetén 2.49-es számú ábra – feszültségingadozás meghatározása rendszertelenül lefutó dinamikai terhelés esetén 175

Ábrajegyzék

2.50-es számú ábra – Miner-féle halmozódó károsodás rendszertelenül lefutó dinamikai terhelés esetén 2.51-es számú ábra – csőcsatlakozások varrat előkészítéshez 2.52-es számú ábra – hegesztett csőszerkezetű repülőgép törzs varratainak szilárdsági méretezésére statikus és fárasztó igénybevétellel szemben folyamatábra 3.1-es számú ábra – fél héjszerkezetű törzs szerkezet 3.2-es számú ábra – fél héjszerkezetű törzs szerkezet körbefutó borda keret kivágási feszültséggyűjtő helyének Mises-szerinti feszültség eloszlása ( 3.3-as számú ábra – Corvus Phantom héjszerkezetű szálerősítéses kompozit repülőgép törzs megerősítése a törzs szendvicsbe laminált karbon szövettel (piros nyilak mutatják a helyeket) 3.4-es számú ábra – szendvicsszereket felépítése méhsejt mag anyag és karbon szövet 3.5-ös számú ábra – réteg felépítés jellemző szálirányokkal 3.6-os számú ábra – vákuumzsákos technológia felépítése 3.7-es számú ábra csőszakasz darab 3.8-as számú ábra – belső nyomással terhelt csődarab feszültségei 3.9-es számú ábra – belső nyomással terhelt csődarab feszültségei 3.10-es számú ábra – szendvics panel felépítése az ábrán thickness skin a a héj vastagságot, a thickness core pedig a mag vastagságot jelenti 3.11-es számú ábra – rugalmas-képlékeny határátmenet kihajláskor 3.12-es számú ábra – vízszintes vezérsík szekció légerő számítás kar távolságok bemeneti adatai 3.13-as számú ábra – vízszintes vezérsík és az első főtartó méretei, pozíciója 3.14-es számú ábra – vízszintes vezérsík első főtartó negatív szerszáma 3.15-ös számú ábra – teríték szövet az övbe és a gerincbe is beépítésre kerül a 3.16-os számú táblázat 1, 2, 4, 5, 21, 22 rétegei esetén 3.16-os számú ábra – teríték szövet az övbe beépítésre kerül a 3.16-os számú táblázat 3-as rétege esetén 3.17-es számú ábra – teríték szövet a gerincbe beépítésre kerül a 3.16-os számú táblázat 6, 7, 10,11, 12, 14, 15, 16, 19, 20 rétegei esetén 3.18-as számú ábra – teríték szövet a gerincbe beépítésre kerül a 3.16-os számú táblázat 8, 9, 17, 18 rétegei esetén 3.19-es számú ábra – mag anyag (méhsejt / kemény textilbakelit) a gerincbe beépítésre kerül a 3.20-as számú ábra – szakító próbatest ráragasztott alumínium lemezekkel a befogás biztosítása miatt 3.21-es számú ábra – szakítás erő-elmozdulás diagramja THR-3000 anyag 3.22-es számú ábra – szakítás erő-elmozdulás adatok THR-3000 anyag T = 25°C 3.23-as számú ábra – szakítás erő-elmozdulás adatok THR-3000 anyag T = 60°C 3.24-as számú ábra – szakítás erő-elmozdulás adatok THR-3000 anyag T = 80°C 3.25-ös számú ábra – szakítás erő-elmozdulás diagramja CF-241 anyag 3.26-os számú ábra – szakítás erő-elmozdulás diagramja EE-166 anyag 3.26-os számú ábra – szakítás erő-elmozdulás diagramja K-220 anyag 3.28-as számú ábra – nyomó próbatest ráragasztott alumínium lemezekkel a kihajlás megakadályozásának biztosítása miatt 3.29-es számú ábra – nyomóvizsgálat próbatestei 176

Ábrajegyzék

3.30-as számú ábra – nyomó igénybevétel hatására bekövetkező makroméretű kihajlás 3.31-es számú ábra – nyomó igénybevétel hatására bekövetkező szálkihajlás 3.32-es számú ábra – nyíró próbatest vizsgálatához alkalmas befogókészülék 3.33-as számú ábra – nyíró próbatest tönkremenetele 3.34-es számú ábra – nyíró próbatestek nyírófolyam görbéi FEA vizsgálattal elemezve 3.35-ös számú ábra – oldalkormány szerszámba pozícionálva ragasztás előtt, a felkent ragasztó rétegek a főtartón és a bordákon láthatók 3.36-os számú ábra – átlapolt kötés FEA vizsgálattal elemezve 3.37-es számú ábra – ragasztás feszültség eloszlása 3.38-as számú ábra – ragasztott átlapolt próbatest 3.39-es számú ábra – ragasztott átlapolt próbatest szakítógépben vizsgálva 3.40-es számú ábra – ragasztott átlapolt és bandázserősítésű próbatest szakítógépben vizsgálva 3.41-es számú ábra – Corvus Racer 540 főtartó felső nyomott övre felhelyezett nyúlásmérő bélyeg 3.42-es számú ábra – Corvus Phantom komplett repülőgép szerkezet vizsgálata pneumatikus terhelés statikus-dinamikusfárasztó padban 3.43-as számú ábra – állandó határok között váltakozó lüktető igénybevétel 3.44-es számú ábra – rendszertelenül váltakozó lüktető igénybevétel 3.45-ös számú ábra – Corvus Phantom és Corone főtartó terhelés statikus-dinamikusfárasztó padban, tönkremenetel a nyomott öv és mellette a nyírt gerinc 3.46-os számú ábra – karbon kompozit, alumínium és acél anyagok kifáradási vizsgálatainak eredménye a ciklusszám és a statikus feszültség szint csökkenése függvényében 3.47-es és 3.48-as számú ábrák – mechanikus tolórudas magassági kormányvezérlés TL-2000 Sting 3.49-es számú ábra – karbon cső alkalmazásával készített tolórúd 3.50-es számú ábra – karbon tolórúd szakítási vizsgálat T = +23°C-on 3.51-es számú ábra – karbon tolórúd szakítási vizsgálat T = +70°C-on 3.52-es számú ábra – karbon tolórúd szakítási vizsgálat grafikonok 3.53-as számú ábra – karbon cső és alumíniumdugó csatlakozása növelt felfekvő felületen 3.54-es számú ábra – alumíniumdugó kialakításának főbb szempontjai 3.55-ös számú ábra – alumínium ellendugó kialakításának főbb szempontjai 3.56-os számú ábra – menetes csúszó toldatos biztosítás kialakítása 3.57-es számú ábra – karbon laminátum lap CNC vezérlésű vízzel vágása 3.58-as számú ábra – fő futószár terhelései 3.59-es számú ábra – talajtól származó lökésterhelések leszálláskor 3.60-as számú ábra – főfutó kialakítás elvi konstrukció 3.61-es számú ábra – hibrid kompozit fő futószár metszete 3.62-es számú ábra – főfutó kialakítást tesztelő berendezés 3D CAD rajza 3.62-es számú ábra – fő futószár tesztelése 3.63-as számú ábra – fő futószár tesztelése 3.64-es számú ábra – cső lézervágása 3.65-ös számú ábra – karboncső vágása acélgyűrűk között 3.66-os számú ábra – csővég maró berendezés 177

Ábrajegyzék

3.67-es számú ábra – karbon csövek csatlakoztatása 3.68-as számú ábra – karbon csövek csatlakoztatása acélbetéttel 3.69-es számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma 3.70-es számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma alumíniumból kimarva 3.71-es számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem pozitív lamináló szerszáma MDF-ből kimarva 3.72-es számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem szerkezeti rétegtetve 3.73-as számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem laminátum 3.74-es számú ábra – karbon T-toldó csatlakoztató elem laminátumokkal összeragasztott karbon kompozit T-kötés 4.1-es számú ábra – repedéscsúcs feszültségmezeje 4.2-es számú ábra – repedés hiba értelmezése 4.3-as számú ábra – repedés terjedés és a törés kapcsolata 4.4-es számú ábra – lemez repedés feszültségeloszlás képe 4.5-ös számú ábra – varrat felületi repedés feszültségeloszlás képe 4.6-os számú ábra – törési tönkremeneteli módok, tensile-szakadás, sliding shear-csúszó nyírás és tearing shear-tépő nyírás 4.7-es számú ábra – TPB próbatest a bemetszés helyén előrepedéssel 4.8-as számú ábra – CT próbatest a bemetszés helyén előrepedéssel 4.9-es számú ábra – DCB próbatest teflon réteg betéttel 4.10-es számú ábra – ENF próbatest teflon réteg betéttel 4.10-es számú ábra – ECT próbatest teflon réteg betéttel 4.11-es számú ábra – ENF vizsgálat szendvicspanel darabon 4.12-es számú ábra – ütés hatására bekövetkező delamináció és törés folyamata 4.13-as számú ábra – ütés hatására felületi sérülés, bal oldali képen látható a károsodás (visible damage area), a jobb oldalin szabd szemmel nem (not visible damage area), azonban a felületet ütés érte ami delamináció forrása volt 4.14-es számú ábra – ütés hatására felületi sérülések, baloldal negatív hőmérsékleten (impact minus temperature), jobb oldal szoba hőmérsékleten (impact room temperature) 4.15-ös számú ábra – főtartó és héj átmenet közötti él át szövetezés

178

Táblázatjegyzék

TÁBLÁZATJEGYZÉK 1.1-es számú táblázat – repülőgépek turbulencia kategória csoportosítása 1.2-es számú táblázat – ultrakönnyű repülőgépek fontosabb nemzetközi tervezői és gyártói előírásai 1.3-as számú táblázat – tervezési folyamat, példa elem magassági kormánylap 1.4-es számú táblázat – szilárdsági méretezés, példa elem magassági kormánylap 1.5-ös számú táblázat – szilárdsági bevizsgálás előkészítése és korrekciós hiba analízisek, példa elem magassági kormánylap 1.6-os számú táblázat – szilárdsági bevizsgálás és a berepülések végrehajtása 1.7-es számú táblázat – típusok összehasonlításai, adatok I 1.8-as számú táblázat – típusok összehasonlításai, adatok II 1.9-es számú táblázat – típusok összehasonlításai, adatok III 1.10-es számú táblázat – típusok összehasonlításai, adatok IV 2.1-es számú táblázat – 1.7218-as csövek főbb mechanikai jellemzői 2.2-es számú táblázat – 1.7218-as ötvözet főbb ötvöző tartalma 2.3-as számú táblázat – mechanikai paraméterek kapcsolata 2.4-es számú táblázat – 1.7734.2 hegesztőanyag vegyi összetétele 2.5-ös számú táblázat – 1.7734.2 hegesztőanyag mechanikai jellemzői 2.6-os számú táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat technológiai bemeneti adtok 2.7-os számú táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat eredményei 2.8-as számú táblázat – T-kötés szakítás vizsgálat eredményei 2.9-es számú táblázat – a szakító vizsgálatok és a technológiai paraméterekkel kiegészített FEA vizsgálatok összehasonlító eredményei T-kötés esetén 2.10-es számú táblázat – tompakötés szakítás vizsgálat technológiai bemeneti adtok 2.11-es számú táblázat – tompakötés szakítás vizsgálat eredményei 2.12-es számú táblázat – a szakító vizsgálatok és a technológiai paraméterekkel kiegészített FEA vizsgálatok összehasonlító eredményei tompakötés esetén 2.13-as számú táblázat – beam végeselem modell tengely irányú axiális terhelés számítás matematikai egyenletei 2.14-es számú táblázat – beam véges elem modell hajlító terhelés számítás matematikai egyenletei 2.15-ös számú táblázat – függőleges irányfelület terhelési peremfeltétele 2.16-os számú táblázat – vízszintes irányfelület terhelési peremfeltétele 2.17-es számú táblázat – szárny terhelési peremfeltétele 2.18-as számú táblázat – motorágy terhelési peremfeltétele 2.19-es számú táblázat – hegesztett rácsszerkezet kritikus terhelési pontjai 2.20-as számú táblázat – FEA, földi szilárdsági vizsgálat és a légi tesztek egyik mérés sorozati eredménye a rács terhelési kritikus pontjairól 3.1-es számú számú táblázat – néhány szálerősítő anyag fontosabb mechanikai jellemzői 3.2-es számú táblázat – tartály rétegrend kialakítása 3.3-as számú táblázat – példa / 3.2 bemeneti adatokkal vizsgált szendvicspanel tönkremeneteli módjai 3.4-es számú táblázat – vízszintes vezérsík balansz terhelés számítása 179

Táblázatjegyzék

3.5-ös számú táblázat – vízszintes vezérsík összes és biztonság terhelései 3.6-os számú táblázat – vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés bemeneti adatai 3.7-es számú táblázat – vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés öv előzetes méretezése 3.8-as számú táblázat – vízszintes vezérsík szilárdsági méretezés gerinc előzetes méretezése 3.9-es számú táblázat – első főtartó szekciónkénti felosztása 3.10-es számú táblázat – első főtartó első szekció méretezése 3.11-es számú táblázat – első főtartó második szekció méretezése 3.12-es számú táblázat – első főtartó harmadik szekció méretezése 3.13-as számú táblázat – első főtartó negyedik szekció méretezése 3.14-es számú táblázat – első főtartó ötödik szekció méretezése 3.15-ös számú táblázat – első főtartó szekciók méretezése összegzés 3.16-os számú táblázat – első főtartó rétegrend kialakítása 3.17-es számú táblázat – egyes gyártástechnológiai eljárásokkal elérhető mechanikai jellemzők könnyű, ultrakönnyű repülőgépeken használt szálerősítéses kompozitok esetében 3.18-as számú táblázat – leszállási terhelési esetek CS-VLA alapján 3.19-es számú táblázat – fő futószár erő kalkuláció bemeneti értékei 3.20-as számú táblázat – fő futószár erő kalkuláció bemeneti értékei 3.58-as ábrán levő jelölések alapján 3.21-es számú táblázat – fő futószár kiinduló geometriai méretei 3.22-es számú táblázat – hajlítás igénybevétel számításának bemeneti adatai 3.23-as számú táblázat – hajlítás igénybevétel iteráció és eredmények 3.24-es számú táblázat – csavarás igénybevétel számításának bemeneti adatai 3.25-ös számú táblázat – csavarás igénybevétel iteráció és eredmények 3.26-os számú táblázat – hajlítás és csavarás igénybevétel redukált Mises feszültség 3.27-es számú táblázat – 23,5° hajlított szár feszültség analízis eredményei 3.28-as számú táblázat – 30° hajlított szár feszültség analízis eredményei 3.29-es számú táblázat – 35° hajlított szár feszültség analízis eredményei 3.30-as számú táblázat – T-átkötéses darabok tömeg szerinti összehasonlítás

180

Mellékletjegyzék

MELLÉKLETJEGYZÉK 1. Mtk-01: WPS hegesztési utasítás T-kötésre 2. Mtk-02: WPS hegesztési utasítás tompa kötésre

181

Publikációs jegyzék

PUBLIKÁCIÓS JEGYZÉK 1. Farkas Csaba: 162 kérdés – 162 válasz a repülés világából. ISBN 963-218-173-5. Kiadó Centro-Plane Kft Repülőiskola Budapest 2005. A Polgári Légiközlekedési Igazgatóság által jóváhagyott könyv tanuló repülőgép vezetők részére 2. Farkas Csaba: Application of integrated EFIS-EMS, NAV-COM and automatized on-board systems in GAT light aircraft sector considering weight reduction requirements, Aarms 2010. január 3. Farkas Csaba: Korszerű repülőgép tervezés, Repüléstudományi Közlemények Különszám, Pilóta nélküli és szállító repülőgépek katonai alkalmazhatósága 2007. április 20. 4. Farkas Csaba: Repülőgép konstrukciók prototípusainak gyártás előtti szerkezet elemzésének lehetőségei a XXI. század virtuális fejlesztőterében, Repüléstudományi Közlemények Különszám, 70 éves a légierő 2008. április 11. 5. Farkas Csaba: Kompozit sárkányszerkezetű repülőgép konstrukciók tervezésének, gyártásának és üzemeltetésének időszerű kérdései, Repüléstudományi Közlemények XX. évfolyam 2008. 2. szám 6. Farkas Csaba, Voloscsuk András: Corvus Racer 540 tervezési, gyártási és tesztelési CAE alapokra helyezett munkafolyamatai, Repüléstudományi Közlemények Különszám, 50 év hangsebesség felett a magyar légtérben 2009. április 24. 7. Farkas Csaba: Többfunkciós katonai és polgári szállító repülőgépek tervezésének, kialakításának és üzemeltetésének időszerű kérdései, Repüléstudományi Közlemények XI. évfolyam 2009. 3. szám 8. Farkas Csaba, Rácz János: Internship at an Aircraft Overhaul Company 7th WFEO World Congress on Engineering Education, Budapest “MOBILITY OF ENGINEERS” 2006. 9. Farkas Csaba, Varga Béla, Dr. Óvári Gyula: Buckling analyses of pushrods in the control systems of up-to-date aircrafts, Transport Means 2008, Kaunas, Proceedings of 12th International Conference, p 226 10. Farkas Csaba – Könnyű repülőgép certifikálásának folyamata Európában repülésbiztonsági szempontok értelmében Budapesti Műszaki Egyetem Repüléstudományi Napok 2008. november 14. 11. Farkas Csaba – Solid Edge ST CAD rendszer alkalmazásának lehetősége a repülőgép tervezésében, PLM konferencia graphIT Kft szervezésében 2009. Május 14-15. 12. Farkas Csaba – Dr. Palotás Béla - Magyar tervezésű és gyártású repülőgép CORVUS RACER 540 hegesztett rácsszerkezetének tervezése, gyártása és ellenőrzése, 25. Jubileumi Hegesztési Konferencia Budapest, 2010. május 20. 13. Farkas Csaba – Dr. Óvári Gyula – A magyarországi repülőgépgyártás újjászületése – az innovatív tervezés és megvalósítás eszközei, Hadmérnök V. évfolyam 3. szám – 2010. szeptember 14. Farkas Csaba, Dr. Szabolcsi Róbert – Light Aircraft Weight Reduction Using Novel Avionics Technologies, AFASES 2010. The 12th International Conference of Scientific Papers, Scientific Research and Education in the Air Force, Romania Brasov, 27-29 May, 2010.

182

NEMZETI KÖZSZOLGÁLATI EGYETEM KATONAI MŰSZAKI DOKTORI ISKOLA

Recommend Documents