Формообразование с нагревом законцовок трубопроводов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

Список литературы

1. Кухарь В.Д., Селедкин Е.М., Селедкин С.Е. Формовка листовых заготовок в состоянии сверхпластичности. Тула: Изд-во ТулГУ, 2009. 168 с.

V. Legeyda

The process of forming a tubular workpiece such as "glass" in the matrix with the geometry of arbitrary shape is considered. The filling of engraving matrix for different values of applied pressure on each operation forming is shown.

Key words: forming, gas environment, deformation, the workpiece.

Получено 04.08.10

УДК 621.983; 939.974

A.В. Черняев, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ),

С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ),

B.Н. Чудин, д-р техн. наук, проф., (499) 901-51-44, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Москва, МИИТ),

А.А. Пасынков, асп., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ)

ФОРМООБРАЗОВАНИЕ С НАГРЕВОМ ЗАКОНЦОВОК ТРУБОПРОВОДОВ

На основе энергетического метода расчета предложены соотношения для оценки силовых и деформационных режимов раздачи и высадки законцовок с нагревом. Выполнены теоретические исследования влияния скорости перемещения инструмента, степени деформаций и условий трения на давление и повреждаемость материала при формообразовании законцовок.

Ключевые слова: раздача, высадка, вязкость, высокопрочные материалы, давление, температура, повреждаемость.

Двигательные установки ракетно-космической техники имеют сложную систему трубопроводов, соединенных законцовками - расширенными утолщенными краями труб - под автоматическую сварку. Законцов-ки формообразуют давлением, что связано с операциями раздачи и высадки. Технологическую сложность вызывает формообразование законцовок на тонкостенных трубах из высокопрочных титановых и алюминиевых сплавов. В этих случаях раздачу и высадку проводят с индукционным нагревом заготовок последовательно на одной позиции обработки. При этом материал проявляет вязкие свойства, и существенна зависимость от скорости. Рассмотрим названный процесс в части расчета режимов технологии и

предельных степеней формообразования. Будем использовать энергетические методы [1] применительно к полям скоростей перемещений.

В общем случае материал заготовки является вязкопластичным, чему соответствует уравнение состояния

°е = , (1)

где ae, se, £,e - эквивалентные напряжение, деформация и скорость деформации; A, m, n - константы.

Уравнение (1) отражает состояние упрочнения и разупрочнения в связи с наклепом и вязкостью материала при штамповке с нагревом. Операции раздачи и высадки проводятся, как отмечено, последовательно. Раздача показана на рис. 1, а. Схема напряженного состояния при этом плоская. В соответствии с экстремальной верхнеграничной теоремой пластичности для рассматриваемой операции справедливо энергетическое неравенство

qSVQ <KÇedW + J

'impVkdSmp. (2)

W Smp

Здесь q - внешняя (технологическая) удельная сила; хтр - касательное напряжение трения; Vq - скорость движения инструмента; Vfc - скорость заготовки на поверхности трения с инструментом; S, Smp, W - соответственно площадь поперечного сечения заготовки, площадь поверхности трения, объем зоны деформаций.

а

Рис. 1. Схемы раздачи (а) и высадки (б) законцовки трубопровода;

годограф поля скоростей (в)

При радиальной скорости перемещения точек материала по конусу инструмента

(г \/_1

V. = V (3)

V г )

эквивалентные скорости деформаций и деформации в этих точках [2]

^ = кУ0г[ ~1г> (4)

г

ее = к 1п —, (5)

г0

где

2(2 + R)

3(1 + Я) ’

г0, г - соответственно радиус трубы-заготовки и текущая радиальная координата точки заготовки в зоне деформаций; Я - коэффициент анизотропии материала.

Эквивалентные напряжения определяются уравнением состояния (1) с помощью соотношений (4), (5) в виде

т+nVnn{f-Л -nf

Ґ \т ln —

(6)

ае = АГ1^1 V0r0yj r

^ r0 j

Выражения (4) и (6) позволяют рассчитать мощность внутренних сил, т.е. первый интеграл в неравенстве (2).

Рассмотрим расчет мощности трения заготовки на конусе матрицы. Касательное напряжение трения примем предельным в соответствии с выражением

g

хтр = ^“Г° ае cos9, (7)

где So - толщина стенки трубы; ф - угол конуса инструмента; ц - коэффи-

циент трения.

Контактная скорость точек заготовки на конусе матрицы

Vk = Vr / sin ф. (8)

Выражения (7) и (8) при подстановке во второй интеграл неравен-

ства (2) дают оценку мощности трения. В соответствии с этим неравенством получим, что давление при раздаче выражается зависимостью

л7 m+n — Ґ \т

q < 4^-.-—0(1+n)(f-1)-1vn (k + ^ctg9) f r1-(1+n)f

2sin ф

^ r0

ln —

\ r0 y

dr . (9)

Операцию высадки торца рассмотрим, используя разрывное поле скоростей перемещений при плоской деформации, как это показано на рис. 1б.

Кинематическая возможность поля обеспечивается условиями

-1 sin у sin(а + р) = /^эта соэ(р - у).

Р = аг^

-о

л 81 - 8о

У = ^ - arctg 1 , 0 2 /1

(10)

Энергетическое неравенство (2) для плоского разрывного жесткоблочного поля скоростей при условии пластичности Мизеса имеет вид

Ф^о < £

а

СР V 1 ^3 "р1 р + ^шр.

(11)

Здесь q - давление при высадке; стср - эквивалентные напряжения на линиях разрыва скоростей; хтр - касательные напряжения на границах трения; 81 - размер фланца; 1р, 1к - длины линий разрыва и границ трения соответственно; Уд - скорость перемещения инструмента; Vр - разрывы касательных скоростей на линиях разрыва; Ук - скорость материала на контактных границах трения.

Используя годограф скоростей (рис. 1, в), запишем кинематические соотношения, соответствующие полю скоростей. Скорости движения блоков для рассматриваемого случая:

а

vо, V! = :ог"-а , V2=-!■ V).

Бт(а + Р) /1

(12)

Разрывы касательных к линиям разрыва скоростей определяются по выражениям

(У01X = У0с°8а , (У12 X = 8у1С0^, (У10 )т

т

а нормальные соответственно

V

(13)

Я V

(—01 X = а, (у12 X =-7-^ у, (^1о X = °.

(14)

Касательные (13) и нормальные (14) скорости позволяют определить эквивалентные деформации на линиях «01» и «12» в виде

(у01 X _ ^а

‘е )01

(єе)01 =

)

Є /12

^/з(Vоl)п ^ ’

)т =

^3(У12 X ^

Эквивалентные скорости деформаций будем определять как

>

>

(16)

t t где I - время высадки.

Касательные напряжения сдвига на этих линиях разрыва в соответствии с уравнением (1) при учете выражений (15), (16) получат вид

х р=4т к) п=4 Г У0Т (ве Г", (17)

s

где (ее )р - эквивалентные деформации (15) на соответствующих линиях

разрыва; А/ = //) - / - рабочий ход штампа при высадке.

На линии разрыва «10» имеем

2у 2У0 cosф

л/3/10 -\/380 (1 + ctga • tgp) ’

Ah

(se)io _ fee)iot ~ тг fee)10’

V0

(г )

(Se /

m+И 10

(18)

(19)

(20)

• r (21)

sm a sm y sm p

Выражения (12), (16) - (21) позволяют записать мощность на рассматриваемых линиях разрыва как

A

(тр )ю ■ V3

Í— Г

V0 J

Длины линий разрыва определим, исходя из поля скоростей, т.е.

81 I______И1 7 _ 80

01

12

l

10

pVplp

Í V01 n

vAh ,

(Be m+ "V01/01 +(Be )m+ ^12 +(Be m nV10h0 J

(22)

Здесь входящие величины представлены полученными выше соотношениями.

Обратимся к границам трения «00» и «20». Контактные скорости на этих границах соответственно

У00 = У0, У20 = У2. (23)

Эквивалентные скорости деформаций на этих границах представим в форме

(. ) _ 2У0 _ 2У0 '

Ье )00 =

fee )20 _

л/3/00 V381ctga 2V2 281V0 cosф

л/З/20 V3h1 (8cosф - 80 )ctga

а эквивалентные деформации

__£ ,_ Ah

Be ^et ^e •

V0

(24)

>

Касательные напряжения трения в соответствии с уравнением (1) при учете выражений (24), (25) запишем как

^тр - м(^е - мА

Ah

V

\т

гт+п Ье ■

(26)

а величины Ье определяются выражениями (24). Длины границ трения

/00 - б^І^а, 120 - б1

§0 cos ф

(27)

Мощность трения получим, используя выражения (12), (24) - (27),

т.е.

'^'^трУк/к

'_2_

.я.

\Ш+П

ґ

мA(Ah )тК(

1+п

А-т-п . 100 +

V

/ ^1+т+п

б1

Vк У

Л

А-т-п

120

(28)

У

Давление высадки определяется по неравенству (11) подстановкой соотношений (22) и (28). При этом необходимо учесть удельную силу раздачи (9).

На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования влияния скорости перемещения инструмента и условий трения на величину относительного давления при формообразовании с нагревом законцовок трубопроводов. Исследования выполнены для алюминиевого АМг6 и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в таблице [2]. Расчеты выполнены при следующих геометрических характеристиках заготовки: Г0 -10 мм; Г1 -10 мм; §0 -1 мм; §1 -1,5 мм;

Н0 - 7,5 мм; к - 5 мм; Ак - 2,5 мм; ф - 30°.

Механические характеристики исследуемых материалов

Материал Т ,°С Ge0, МПа А, МПа сп т п R С, МПа В

ВТ6С 930 ± 2 38,0 66,80 0,028 0,0582 1,5 0,692 -1,19

АМг6 450 ± 2 26,8 54,34 0,104 0,0263 0,9 15,15 -1,42

На рис. 2 представлены графические зависимости относительного давления д = q / а^0 от скорости перемещения инструмента V при фиксированных значениях коэффициента трения ц на контактных поверхностях инструмента и заготовки.

0,01

0,1

V

1 мм! с ю

0,01

0,1

V

1 ММ ¡С 10

а б

Рис. 2. Графические зависимости д от V при формообразовании

законцовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б)

Анализ графических зависимостей показывает, что при штамповке законцовок с нагревом удельные силы операции уменьшаются при снижении скорости операции и коэффициента трения. Так, с уменьшением скорости перемещения инструмента V от 10 до 0,01 мм/с относительное давление формообразования законцовок падает на 20 % для алюминиевого сплава АМг6 и на 50 % для титанового сплава ВТ6С. Снижение коэффициента трения ц от 0,4 до 0,1 приводит к уменьшению относительного давления на 30.. .40 % для сплавов АМг6 и ВТ6С.

Произведем оценку возможности формообразования, исходя из ресурса пластичности деформируемого материала [2]. Для материалов, предельная деформация которых не зависит от скорости операции, оценка использования ресурса пластичности производится по соотношению

1 8

1 d8е . (29)

ю =

(8е )гд . 0

Здесь 0 < ю < 1 - показатель, характеризующий использование ресурса пластичности (повреждаемость материала) при деформации 0 < 8е <(8е) ;

8е, (8е ) - достигнутая при формообразовании в опасной точке заготовки

эквивалентная деформация и ее предельная величина.

Предельная эквивалентная деформация определяется выражением

,°0

(8 е )т = С ехР

В-

, (30)

V ае у

где ае, а0 - соответственно среднее и эквивалентное напряжения в рассматриваемой точке; С, В - константы разрушения материала при данной температуре, приведенные в таблице.

Опасными в части разрушения являются внешние краевые точки фланца. При раздаче считаем, что в краевых точках трубы осуществляется окружное растяжение

2ае

а1 =~^е, а2 = а3 = 0

и, следовательно

_ 2/е а0 _ 2 (31)

°0 = 343 ’ ае " ^л/3 . (31)

При высадке в соответствии с плоской схемой деформаций в краевых точках

ае Л 2ае

а = 73’ а2 =0’ 03 =-^/Г

и в этой связи

/0 = --ат, — = —V. (32)

0 3л/3 ае ^л/3

Зависимость (30) позволяет при использовании величин (31), (32) рассчитать предельные деформации при раздаче и высадке и по условию (29) при известных деформациях в рассматриваемых точках установить величины использования ресурса пластичности. Использование ресурса за весь процесс будет определено как

ю = ю 3 +Юд, (33)

где ю з, - соответственно использование ресурса пластичности при

раздаче и высадке. Ресурс пластичности будет исчерпан, если в опасных точках

ю = 7М^- + = *-1п Г- + ctiw + ctgy = 1. (34)

(8е)гд .3. (8е)3 .а (8е)гд .3. г0 43(8е)цз .а

Здесь (8е )р, (8е )в - эквивалентные деформации в краевых точках соответственно при раздаче (5) и высадке (15); (8е ) р, (8е )прв - предельные эквивалентные деформации для этих операций. По зависимости (34) можно сделать оценку предельных степеней формообразования при раздаче и высадке.

Для материалов, проявляющих при деформировании зависимость от скорости, использование ресурса пластичности определяется уравнением

1 1

ю = ----1ае^еЖ. (35)

А3 . 0

Здесь повреждаемость материала 0<ю< 1 соответствует времени дефор мирования 0 < ^ < 1Пр ; I , 1Пр - текущее время и предельное соответственно

Апр - удельная работа к моменту разрушения (исчерпания пластичности).

Удельная работа разрушения выражается как

ха0

А3 = С' ехР

В

а

(36)

е у

где С', В' - константы материала, приведенные в таблице.

По соотношению (36) рассчитываются с учетом величин (31), (32) соответственно предельное значение Апр. р для раздачи и Апр. в для высадки.

Используя выражения (4) и (6), получим из уравнения (35), что при раздаче в краевых точках

ю 3 =

А • к

1+т+п

2-п

А3 (2 - ¥)

1п И

V г0 у

\т

• V0и

Г \2 - п/

И V Г0 у

- 1

(37)

При высадке в соответствии с выражениями (16) и (17) имеем

юа =

А

А

13

А(с,8а

1+т+п

Уп

\п

vAh у

(38)

Использование ресурса за весь процесс в целом определяется суммой выражений (37), (38). При ю = ю 3 +юа = 1 ресурс исчерпан, что соответствует критическим параметрам операции и скорости или размерам получаемого изделия.

Расчетные результаты получены для штамповки алюминиевого сплава АМг6 при 450 °С, повреждаемость которого зависит от скорости деформирования, и титанового сплава ВТ6С при 930 °С, который не проявляет зависимости от скорости.

На рис. 3 представлены графические зависимости повреждаемости материала ю от скорости перемещения инструмента V при формообразовании законцовок из алюминиевого сплава АМг6. Анализ результатов расчета показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от

0,01 до 10 мм/с повреждаемость материала возрастает на 15 %.

Результаты расчета повреждаемости титанового сплава ВТ6С в зависимости от степени деформации 8 приведены на рис. 4. Установлено, что при увеличении 8 от 0,1 до 0,4 повреждаемость сплава ВТ6С возрастает на 20 %.

Для сплава ВТ6С при рассмотренной температуре обработки предельная деформация и использование ресурса пластичности определяются механическими характеристиками материала, конечной деформацией и схемой напряженного состояния независимо от скорости операции.

и.

~ЛГ

\1

0,01 ОД 1 мм! С 10

V-----------

Рис. 3. Графические зависимости ю от V при формообразовании законцовок из сплава АМг6 (в = 0,25; ц = 0,1): 1 - раздача;

2 - высадка; 3 - процесс в целом

є

Рис. 4. Графические зависимости ю от в при формообразовании законцовок из сплава ВТ6С

(V = 1 мм/с; ц = 0,1): 1 - раздача;

2 - высадка; 3 - процесс в целом

Для сплава АМг6 использование ресурса пластичности и, следовательно, предельная степень формоизменения определяются, кроме того, скоростью штамповки. Использование ресурса пластичности при той же конечной степени формообразования увеличивается с повышением скорости операции. При пониженных скоростях могут быть достигнуты большие конечные деформации, так как ресурс пластичности остается более высоким, чем у сплава ВТ6С. Для обоих сплавов высадка сопровождается большей потерей пластичности, чем раздача. Образцы законцовок трубопровода представлены на рис. 5.

а б в

Рис. 5. Последовательность штамповки законцовки: а - заготовка; б - раздача; в - высадка

Выводы

1. Формообразование краевых утолщений на тонкостенных элементах трубопроводов рационально по схеме «раздача - высадка» на одной позиции обработки.

2. При формообразовании с нагревом силовые и деформационные режимы, а так же качество изделия зависят от температурно-скоростных условий обработки, что необходимо учитывать при разработке техпроцессов.

Работа выполнена по ведомственной целевой программе «Развитие научного потенциала высшей школы (2009-2010 годы)», грантам РФФИ и по государственному контракту в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 годы.

Список литературы

1. Теория обработки металлов давлением: учебник для вузов /

В.А. Голенков [и др.] // Под ред. В.А. Голенкова, С.П. Яковлева. М.: Машиностроение, 2009. 442 с.

2. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов жестким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.

A. Chernyaev, S. Yakovlev, V. Chudin, A. Pasynkov

Pipework ‘s tips heating forming

On the basis of energetic computational method correlation equations for estimating of power and deformation regimes of flaring and upsetting with tips heating were proposed. The theoretical investigations of the instrument’s velocity, deformation ratio ant contact surfaces tribological conditions on the pressure and material’s damageability in the process of tippings forming were established.

Keywords: flaring, upsetting, viscosity, high strength materials, pressure, temperature, damageability.

Получено 04.08.10