CC BY
60
УДК 621.983; 539.374
ГОРЯЧЕЕ ВЫДАВЛИВАНИЕ ОРЕБРЕНИЙ НА ПЛИТАХ В РЕЖИМЕ ВЯЗКОПЛАСТИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ
А.А. Перепелкин, А.А. Пасынков, Б.С. Яковлев
Предложена математическая модель операции горячего выдавливания ребер на плитах в режиме вязкопластического течения материала. Выявлено влияние технологических параметров на силовые режимы и повреждаемость материала при вязкопластическом выдавливании оребрений на плитах из алюминиевых и титановых сплавов.
Ключевые слова: выдавливание, кратковременная ползучесть, давле-
ние,напряжение, деформация, сила, температура, повреждаемость.
Оребренные элементы конструкций ракетно-космической техники обеспечивают их жесткость при продольно-поперечном изгибе и устойчивость корпуса изделия в целом при воздействии нагрузок. В этой связи широко применяют корпусные панели с ребрами вафельного и стрингерного типов. Технология их производства связана с процессами резания, что приводит к большой трудоёмкости и высокому расходу основных материалов [1, 2].
В этой связи перспективен как более эффективный процесс изготовления панелей горячим выдавливанием ребер. При этом качественное изготовление изделий требует создания определенных температурноскоростных условий, т.к. выдавливание происходит в условии нелинейновязкого течения материала. Деформационные и силовые режимы, качество изделий во многом определяются скоростью операции. Проектирование технологии требует проведения расчетов, основанных на механике деформирования.
В работе [3] рассмотрен процесс выдавливания оребрений на основе верхнеграничной теоремы пластичности с использованием разрывного поля скоростей. Схема операции показана на рис. 1.
Энергетическое неравенство для данного разрывного поля имеет
вид [4]
{ оУ \ 1
^^[(ое)01У01^01 + (ое)12У12^12] + ттрУк 1к . С1)
^3 ^ 01' 01-01 1 \^е; 12 г 1242^ “тр' кк ■
Это неравенство соответствует плоской схеме деформаций при условии текучести Мизеса.
Здесь ч - внешнее давление; ое - эквивалентные напряжения на соответствующих линиях разрыва скоростей; гтр - касательное напряжение на контактных границах трения;У^У^У^У - соответственно скорости перемещения деформирующего инструмента, на линиях разрыва и на грани-
87
цах трения; а,/0х, /12, /к - соответственно размер инструмента, длины линий разрыва скоростей и границ трения.
а
б
Рис. 1. Схема операции: поле (а) и годограф скоростей (б)
Касательные компоненты скоростей на линиях разрыва и границе трения имеют вид
(V») » (РІ2) » =Т^7, (^02) к = ^2 + ^ ( ° + Ь Л
2b
V0.
2cos а р 2b cos Р’ 2 2
Деформации происходят только на линиях разрыва. Соотношения для эквивалентных скоростей деформаций и эквивалентных деформаций на них записываются в форме
2 Vp
л/3 Л
(ee ) р (Xe ) рt
где
(l01) р
a
(l12)i
b
ep
(l02)к 1к .
sin а Г sin b
- длины линий разрыва; t = 2Ah / Fq - время деформирования; Ah - односторонний ход штампа.
Эквивалентные напряжения на рассматриваемых линиях разрыва скоростей определяются с учетом повреждаемости материала. Для этого уравнение состояния записывается в виде [4]
s,=a(i -w)p e m xn.
Здесь 0 < w < 1 - повреждаемость материала заготовки на соответствующей линии разрыва скорости; A, m, n, p - константы материала.
Эквивалентные деформации и скорости деформаций на границе трения принимаются в виде
(є e ) к
2 ’ h0 . /я \ _ (ee)к
V3ln h; (Xe) к
t
Касательное напряжение трения определяется по выражению
SS
^тр = ) к ,
где Ь0, И - начальная и конечная толщина заготовки; т - коэффициент трения по Прандтлю.
Таким образом,подстановка входящих в неравенство (1) величин приводит к следующей оценке давления:
V
X
а
V Бт а у
\1+т+п
-Уз у
\ 1-т - п
^(АИ )
т+п
п
(1 -«01)р
1+т+п
X
+ (1 — «12 )р
а
\1+т+п/ , \1-т - п
Ь
Ь •собЬ
V
бш Ь
+
+ т(1 - «20 )Р • л/3
а + Ь 2 • Ь
• и
\ т+п
Здесь «01, «12, «02 - значения повреждаемости на соответствующих линиях разрыва скоростей; АИ, ^к - конечные ход штампа и время деформирования; 1к - длина границы трения.
Полученная зависимость связывает давление прессования со степенью формообразования, временем (скоростью операции) и повреждаемостью материала заготовки в результате деформирования.
На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования влияния скорости перемещения инструмента и условий трения на величину относительного давления при горячем выдавливании ребер на плитах. Исследования выполнены для алюминиевого АМг6 и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в работе [1]. Расчеты выполнены при следующих геометрических характеристиках заготовки: а = 25 мм; Ь = 10 мм; И = 30 мм; АИ = 5 мм; 1к = 15 мм .
На рис. 2 представлены графические зависимости относительного давления Ч = ч / о^0 от скорости перемещения инструмента V при фиксированных значениях коэффициента трения т на контактных поверхностях инструмента и заготовки.
Анализ графических зависимостей показывает, что при горячем выдавливании ребер на плитах относительное давление падает при увеличении длительности операции, т.е. при уменьшении скорости штамповки. Наиболее существенна эта зависимость при малых скоростях, когда значительно проявление вязкости горячего металла.
Так, с уменьшением скорости перемещения инструмента V от 10 до 0,01 мм/с относительное давление выдавливания падает на 15 % для алюминиевого сплава АМг6 и на 50 % для титанового сплава ВТ6С.
2,00
1,75
1,50
Я
1,25
1,00
■ \ \ АМгб
/ \ \ ВТбС
0,01
ОД
V
мм (с ю
Рис. 2. Зависимости изменения ч отV (т = 0,1)
3,0
2,5
2,0
Я
1,5
1,0
АМгб \
\ \ ВТ6С
ОД
0,2
И
0,3
0,4
Рис. 3. Зависимости изменения ч от т (V = 1 мм/с)
На величины давления при горячем выдавливании ребер существенное влияние оказывает трение. Результаты исследования влияния коэффициента трения т на величину относительного давления представлены на рис. 3. Показано, что при уменьшении трения наблюдается существенное снижение давления. Так, снижение коэффициента трения т от 0,4 до
0,1 приводит к уменьшению относительного давления деформирования сплавов АМг6 и ВТ6С на 25...30 %.
В процессе деформирования происходит изменение повреждаемости материала заготовки. Она имеет место на линиях разрыва скоростей, в том числе на контактной границе трения. Энергетическое уравнение кинетики повреждаемости имеет вид
dw = —^аеХе<^,
Апр
где 0 £ « £ 1 - повреждаемость в соответствии с временем 0 £ ? £ к; ?кр -
критическое время полной повреждаемости.
В зависимости от температурных условий штамповки может использоваться деформационная теория повреждаемости:
е е
(ее) пр
Здесь (ее)пр и Апр - предельные величины эквивалентной деформации и удельная работа разрушения материала [4]:
(е е )„р = С1ехР
в °о
О
Апр С2ехр
е у
Ег
О
О
е у
где О0 - среднее напряжение в рассматриваемой точке; С^, С2, В1, В2 -константы разрушения материала при данной температуре [1].
По энергетической теории повреждаемость и, следовательно, степень формообразования зависят от времени операции, а по деформационной - от накопленной эквивалентной деформации.
Расчеты выполнены для прессования панелей из алюминиевого сплава АМг6 при 450 °С и титанового сплава ВТ6С при 930 °С. В первом
случае материалу соответствует энергетическая теория разрушения,во втором - деформационная теория.В расчетах приняты следующие размеры заготовки: а = 25 мм; Ь = 10 мм; И = 30 мм; АН = 5 мм; I^ = 15 мм .
На рис. 4 представлены графические зависимости повреждаемости ю от скорости перемещения инструмента V при выдавливании ребер из алюминиевого сплава АМг6. Величины повреждаемости определялись на линиях разрыва скоростей «01» и «12», а также на линии границы трения «02». Анализ результатов расчета показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от 0,01 до 10 мм/с повреждаемость сплава АМг6 возрастает в 5 - 7 раз. Максимальные значения повреждаемости наблюдаются на линии разрыва«12».
Результаты расчета повреждаемости титанового сплава ВТ6С в зависимости от степени деформациие (е = АН/И0) приведены на рис. 5.
о,оі од і мм!С 10
V-----------
Рис. 4. Зависимости изменения ю от V для сплава АМг6 (т = 0,1)
0,1 0,2 0,3 0,4
£--------------------—
Рис. 5. Зависимости изменения ю от е для сплава ВТ6С (V = 1 мм/с)
Установлено, что при увеличении е от 0,1 до 0,4 повреждаемость сплава ВТ6С возрастает в 5 - 6 раз. Наиболее опасной в плане накопления повреждаемости также является линия разрыва скорости«12».
Данная технология выдавливания оребрений позволяет повысить качество изделий при значительном сокращении трудоемкости производства.
Работа выполнена в рамках государственного задания на проведение научно-исследовательских работ Министерства образования и науки Российской Федерации на 2014-2020 годы и грантов РФФИ № 14-0831225 мол а и № 14-08-00066 а.
Список литературы
1. Перепелкин А.А., Яковлев С.С., Чудин В.Н. Математическая модель операции изотермического выдавливания ребер жесткости на плитах из высокопрочных материалов // Известия ТулГУ. Технические науки. Тула: Изд-во ТулГУ. 2014. Вып. 1. С. 103-110.
2. Малинин Н.Н. Ползучесть в обработке металлов. М.: Машиностроение, 1986. 216 с.
3. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов жестким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.
4. 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.
Перепелкин Алексей Алексеевич, канд. техн. наук, доц., mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Пасынков Андрей Александрович, канд. техн. наук, доц., mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Яковлев Борис Сергеевич, канд. техн. наук, доц., mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет
HOT EXTRUSION RIBBING AT THE PLATE MODE VISCOPLASTIC A.A. Perepelkin, A.A.Pasynkov, B.S. Yakovlev
The mathematical model of operation of hot expression of edges on plates in a mode of a vyazkoplastichesky current of a material is offered. Influence of technological parameters on power modes and damageability of a material is revealed at vyazkoplastichesky expression of orebreniye on plates from aluminum and titanic alloys.
Key words: expression, short-term creep, pressure, tension, deformation, force, temperature, damageability.
Perepelkin Aleksey Alekseevich, candidate of technical sciences, docent, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, Tula State University,
Pasynkov Andrey Aleksandrovich, candidate of technical sciences, docent, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, Tula State University,
Yakovlev Boris Sergeevich, candidate of technical sciences, docent,
mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, TulaState University
