CC BY
53
лости 10 при разгоне путём изменения площади сливного отверстия клапана 18. Средние по размеру поковки отштампованы на МШ-250 одноударной штамповкой. Мелкие поковки деталей ракетостроения из легированных сталей и сплавов массой от 15 до 350 г изготовлены горячей, одноударной штамповкой на моделях МШ-4, МШ-6,3 и МШ-16. При их изготовлении коэффициент использования материала был повышен с 0,15 до 0,7.
Список литературы
1. Машиностроение: энциклопедия. Машины и оборудование кузнечно-штамповочного производства / Ю.А. Бочаров, [и др.]. М.: Машиностроение. 2005. 960с.
2. Поиск новых решений и выдача предложений по амортизации молота, обеспечивающего надёжную работу амортизаторов: Отчёт / ВНИИ-метмаш. Рук. работы Ю.А.Зимин. № ГР 81234938; Инв. № 0282.2024591. М.: 1978. 100 с.
3. Колотов Ю.В. Разработка новой конструкции и методики проектирования бесшаботного молота с гидравлическим механизмом связи ударных масс: дис... канд.техн. наук. М., 1984, 208 с.
U. Kolotov
New designs of the domestic stamping hammers
A constructive scheme of a special hammer with hydraulic is proposed.
Keywords: hammer, mass, drive, hydraulic, pneumatic, blow.
Получено 07.04.10
УДК 621.983:539.974
С.П. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ),
В.Н. Чудин, д-р техн. наук, проф., (499) 901-51-44, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Москва, МИИТ),
А.В. Черняев, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ)
ОСЕСИММЕТРИЧНОЕ ВЫДАВЛИВАНИЕ ФЛАНЦЕВЫХ ЗАГОТОВОК ПРИ ВЯЗКОПЛАСТИЧНОСТИ
Предложены соотношения для расчёта силовых и деформационных режимов осесимметричного изотермического выдавливания заготовок с фланцем. Выполнены теоретические исследования влияния технологических параметров на величины давления и повреждаемости при выдавливании фланцевых заготовок из алюминиевых и титановых сплавов.
Ключевые слова: выдавливание, вязкость, высокопрочные материалы, давление, температура, повреждаемость.
Детали с фланцевыми утолщениями используют в арматуре трубопроводов двигательных установок летательных аппаратов. Материалы этих деталей - высокопрочные сплавы, и их горячая обработка давлением
производится в регламентированных температурно-скоростных условиях. Режимы штамповки определяются упрочнением материала и его вязкостью. Эти факторы, влияющие на силовые и деформационные режимы, необходимо учитывать при разработке технологии [1]. Рассмотрим в этой связи операцию горячего выдавливания фланца на цилиндрической заготовке. Будем использовать энергетический метод расчёта применительно к разрывному полю скоростей перемещений [2].
Расчётная схема выдавливания и разрывное поле скоростей в осевом сечении заготовки показаны на рис. 1, 2. При осесимметричной схеме дефор маций поле со сто ит из жёстких блоков 0 и блоков деформаций 1, разделенных поверхностью 01 разрыва скорости. Поверхность трения материала на матрице 12.
В соответствии с верхнеграничной теоремой пластичности справедливо энергетическое неравенство
Ч(пг1 _20) - Nд + N01 + Nтр •
(1)
Здесь в левой части - мощность внешних сил, в правой - мощности в объёме деформаций, на поверхности разрыва скорости и на поверхности трения; q - удельная сила операции.
Рис. 1. Схема операции и поле скоростей перемещений
Рис. 2. План скоростей на поверхности разрыва
Определим мощность внутренних сил в объёме деформаций (блок 1). Запишем необходимые кинематические соотношения. Скорости
материала на входе и выходе из матрицы соответственно
Уо
2
и
У1
1
г2 • Уо 2Нг2
На поверхности разрыва в соответствии с планом скоростей на рис. 2 полная скорость, нормальная и касательная
У0
(^1)01 = у ^а,
(Уо) л = (У1) л = (У01) п = а
2
Уо
(У01) Т= (Уо) т+ (У1) Т = 0
2ооб а
Распределение скорости по объёму деформаций зададим функцией первого порядка при граничных условиях:
У0
V = -^~ tgа, у = х • tgа - образующая поверхности разрыва скорости;
У =
Г2 •Уо
, У = г2 - образующая боковой поверхности фланца.
2Ит2
В результате получим
У=
Уо
2Нг'
2
1
Нг2 •
Г2 - х • tga
(У - г2)+ г12
(2)
При этом проекции скорости на оси координат
Ух = 0, Уу = V .
Компоненты скорости деформаций в очаге деформаций определя-
ются как
дУх дУу Уо
4 х ^ =о, 5 у =-5» = У
(г12 - ИТ2 • tga)
У
хУ
ду 2Ит2 / - х • tga) ’
У = Уо (/1 ^ • г2 &<-*)[у<(Г2 - х • tga) +(у - г2 )tga] •
дх 2И/2 (/2 - х • tga)
Эквивалентные скорость деформаций и деформацию запишем, учитывая вышесказанное, в виде
1
1
43
2(
1
2 =
1
73
4
'дУуЛ
2
V
ду
+
У
дУу
дх
2
2
(3)
АН
Єе =-------------Se ,
Є Vq Є
(4)
где АН - полный ход пуансона.
Эквивалентное напряжение следует из уравнения вязкопластичного состояния материала при подстановке выражений (3), (4):
ае=Ae m-sn-a
ҐАНЛ"' vo
(Se )
m+n
(5)
Мощность в объёме деформаций определяется с помощью выражений (3) и (4) интегралом по объёму. Используя теорему Гульдена [3], получим интеграл по координатам:
Н
е^е
w
ҐАИ
- 2nA
- 2 m -п2
2 г2
• У и т. ] i fe(X y )]
О У
1+ m+n
dxdy, (6)
координата центра тяжести четверти
гДе У = , Уц.т =-Х- ^ )
¥ 3(2г2 - гх)
площади сечения очага деформации (см. рис. 1); $х,¥ - статический момент и площадь этого сечения.
Интегрирование производится по у при постоянном х в функции ^е = (х, У); а после этого - по х.
На поверхности 01 разрыва скорости касательная и нормальная к ней скорости выражаются соотношениями
<7оі) т
S е =-s
ф
01
2Vi
-, S
n
о,
2
Y 01
(V01) n v0sin а
loi 2r\
Эквивалентные скорость деформаций, деформация и касательное напряжение представим в виде
i
Ah
Не )01 = ^(>6 + sin22a)2, (Єе )01 = ^ (5е )о1,
Т01
(а э )01 А(АН) mV{n^ лт+n
1
0
V3 (V3)
1+m+n
tga
4r
V 1 /
(16 + sin2 2a)2
(m+n)
Тогда мощность на поверхности разрыва определяется выражением
N 01 = ix01(v01)dvT01(V01)
sin a
(7)
і
Обратимся к поверхности контактного трения фланца на матрице. Примем, что внешнее давление равномерно распределено по торцу цилиндрической заготовки. В этом случае
т тр. =
где ц - коэффициент трения.
Скорость перемещения материала по поверхности трения
Vтр. = V I х=к / 2, где V - скорость в соответствии с выражением (2).
Мощность на поверхности трения представим в виде
2 2 Г2
^тр. = п(г2 — Г1 )ттр. \Утр^У. (8)
Г1
Подстановка мощностей (6), (7), (8) в энергетическое неравенство (1) приводит к оценке давления операции.
На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования влияния технологических параметров на силовые режимы операции осесимметричного выдавливания фланцевых заготовок в режиме вязкопластичности. Исследования выполнены для алюминиевого АМг6 и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в табл. 1 [1]. Расчеты выполнены при следующих геометрических характеристиках заготовки: к = 30 мм; АН = 3...20 мм; г = 20 мм.
Таблица 1
Механические характеристики исследуемых материалов
Материал Т °С аео, МПа А, МПа/ сп т п
Титановый сплав ВТ6С 930 ± 2 38,0 66,80 0,028 0,0582
Алюминиевый сплав АМг6 450 ± 2 26,8 54,34 0,104 0,0263
На рис. 3 представлены графические зависимости относительного давления д = q / а^0 от скорости перемещения инструмента V при различных значениях степени деформации е = АН /(к + АН). Анализ графических зависимостей показывает, что с увеличением скорости перемещения инструмента V от 0,01 до 10 мм/с относительное давление выдавливания фланцевых заготовок возрастает на 20 % для алюминиевого сплава АМг6 и на 50 % для титанового сплава ВТ6С. Увеличение степени деформации е
от 0,1 до 0,4 приводит к росту д в 1,8 - 2 раза для обоих рассматриваемых материалов.
0,01
од
V
ю
0,01
од
V
ю
а б
Рис. 3. Графические зависимости д от V при выдавливании фланцевых заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б) (ц = 0,1)
Существенное влияние на величину относительного давления оказывают условия трения на контактных поверхностях инструмента и заготовки. На рис. 4 приведены графические зависимости д от коэффициента трения ц. Установлено, что увеличение ц от 0,1 до 0,4 приводит к возрастанию относительного давления в 1,5 раза для сплавов АМг6 и ВТ6С.
од
0,2 0,3
и---------------
0,4
а б
Рис. 4. Графические зависимости д от ц при выдавливании
фланцевых заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б) (е = 0,25)
Рассмотрим далее критические режимы выдавливания, что связано с оценкой повреждаемости деформируемого материала. Будем использо-
вать теории прочности применительно к горячей обработке [1]. По энергетической теории повреждаемость определяется уравнением
(9)
пр.
где 0 < ю < 1 - повреждаемость материала за время деформирования 0 < t < tкр; tкр - время полной повреждаемости (критическое время возможного разрушения); ае, £,е - эквивалентные напряжение и скорость деформаций в опасной зоне заготовки; Лпр - предельная удельная работа разрушения при вязкопластическом деформировании
Л
пр
С ехр
А Л
А ^
Л1 —
V
а
е у
где а - среднее напряжение; Ау, С1 - константы материала, которые приведены в табл. 2 [1].
Пусть точка а - место возможного разрушения. Тогда величины эквивалентных деформации, скорости деформаций и напряжения в этой точке запишутся в виде
(єе)а = 2(ее)01 =
(ае)а =А
к
к (АН) 2л/3г ’
\Ш+и
(^ е ) а =
№
^л/3,
Г1
2л[3г1
• (АН) тК0и,
где к = V16 + бій 2atga.
Константы исследуемых материалов
Таблица 2
Материал Т °С С1, МПа А1 С2 А2
Титановый сплав ВТ6С 930 ± 2 - - 0,692 -1,42
Алюминиевый сплав АМг6 450 ± 2 15,15 -1,19 - -
Подстановка приведенных выше выражений в уравнение (9) при замене переменной приводит после интегрирования к зависимости
Л
ю
а
Л
пр
к
\ 1+т+и
243тх
(АН )
1+т
1 + т
и
0
Критическую скорость операции получим при ю = 1, т. е.
V)
кр
Лпр (1 + т)
Л(АН)
1+т
к
\-1-т - п
2лУ3г,
п
По деформационной теории прочности
ю
а
(ее )а /(ее )
е/пр. :
(10)
где (ее) пр - предельная эквивалентная деформация материала при данных условиях обработки:
(е е) пр = С2 ехр
г \ л а
Л2 —
V
а
е у
где А2, С2 - константы материала, которые приведены в табл. 2. Окончательно запишем
к (АН)
ю
а
В соответствии с этим
(АН),
273г1 (ее ) пр
2а/Зп ( л
- 1(е е \
кр к е пр
Установим величину среднего напряжения. Положим, что в точке а
аX = ~Ч, ау = аф .
По условию полной пластичности а у =аф= (ае)а - д и среднее
напряжение, следовательно,
а = 3(ак + ау + аф) = 2(ае)а - д.
Величина этого напряжения позволяет установить константы Лпр и (ее)пр в выражениях (9) и (10).
На рис. 5 представлены графические зависимости повреждаемости материала ю от скорости перемещения инструмента V при выдавливании фланцевых заготовок из алюминиевого сплава АМг6 с различными значениями степени деформации е. Анализ графических зависимостей показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от 0,01 до 10 мм/с повреждаемость материала возрастает в 1,7 раза. Увеличение степени деформации е от 0,1 до 0,4 приводит к росту ю в 2,5 раза.
Результаты расчета повреждаемости титанового сплава ВТ6С в зависимости от степени деформации е приведены на рис. 6. Установлено, что при увеличении е от 0,1 до 0,4 повреждаемость сплава ВТ6С возрастает в 2 раза (рис. 6).
1
V---------
Рис. 5. Графические зависимости ю от V при выдавливании фланцевых заготовок из сплава АМг6 (ц = 0,1)
0,1 0,2 0,3 0,4
S----------------------------»-
Рис. 6. Графическая зависимость ю от е при выдавливании фланцевых заготовок из сплава ВТ6С (V = 1 мм/с; ц = 0,1)
Выводы
1. Силовые параметры выдавливания фланцевых заготовок зависят от деформационного и скоростного упрочнения материала, а также условий трения на инструменте.
2. Величина накопленной повреждаемости материала заготовки и, следовательно, качество детали определяются скоростью обработки и степенью деформации - для одной группы материалов, для другой - только степенью формообразования.
Работа выполнена по ведомственной целевой программе «Развитие научного потенциала высшей школы (2009-2010 годы)» и грантам РФФИ № 10-08-97526 и № 10-01-00085-а.
Список литературы
1. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов жестким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.
2. 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.
3. Смирнов В.И. Курс высшей математики. Т.1. М.: Наука, 1974.
480 с.
S. Yakovlev, V. Chudin., A. Chernyaev
The axisymmetric extrusion of flanged details in viscoplastial conditions
The equations for calculating ofpower and deformation circumstances of axisymme-trical isothermal extrusion of flanged details are proposed. The theoretical investigations of technological parameters influence on pressure and damageability values in the process of flanged details extrusion from aluminium and titanium alloys were established.
Keywords: extrusion, viscosity, high-strength materials, pressure, temperature, damageability.
Получено 07.04.10
УДК. 621.7, 539.3
А.Н. Пасько, д-р техн. наук, доц., (4872) 35-18-32, tm@tsu.tula.ru (Россия, Тула, ТулГУ)
О.А. Ткач, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-18-32, tkachoa@mail.ru (Россия, Тула, ТулГУ)
ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ НА ТОЛЩИНУ СТЕНКИ ЗАГОТОВКИ ПРИ РОТАЦИОННОЙ КОВКЕ
Рассматривается влияние основных технологических параметров ротационной ковки полой цилиндрической заготовки на толщину стенки полуфабриката.
Ключевые слова: ротационная ковка, толщина стенки заготовки.
На базе метода конечных элементов (МКЭ) проведено исследование процесса безоправочной ротационной ковки полой цилиндрической заготовки, в результате которой внешний и внутренний диаметры заготовки уменьшаются [1]. Для исследования процесса была разработана модель, представляющая половину меридионального сечения осесимметричной заготовки. При использовании МКЭ данная модель разбивалась на ряд связанных между собой структурных элементов, представляющих в целом конечно-элементную сетку. Исследовался процесс ротационной ковки коротким бойком [2], т.е. такой вариант, который предусматривает поэтапное деформирование заготовки бойками, длина которых меньше длины обжимаемого участка заготовки (рис. 1).
Ротационная ковка полых цилиндрических заготовок без оправок приводит к увеличению толщины стенки заготовки. Толщины стенки заготовки после обжатия рекомендуется определять по номограмме [3] .
Номограмма составлена на основе экспериментальных исследований, где варьировались только степень обжатия и исходная толщина стенки заготовки. С целью более глубокого изучения влияния технологических параметров процесса безоправочной ротационной ковки на изменение толщины стенки трубчатой заготовки после обжатия было проведено исследование с использованием аппарата математической статистики и теории планирования многофакторного эксперимента на основе результатов
