Оценка влияния технологических параметров бокового выдавливания по осесимметричной схеме деформаций на силовые режимы процесса Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.983; 539.974

ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ БОКОВОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ ПО ОСЕСИММЕТРИЧНОЙ СХЕМЕ ДЕФОРМАЦИЙ НА СИЛОВЫЕ РЕЖИМЫ ПРОЦЕССА

С.С. Яковлев, A.A. Пасынков, М.В. Ларина

На основании разработанной математической модели операции выдавливания фланцевых утолщений в режиме кратковременной ползучести по осесимметричной схеме деформации было установлено влияние скорости деформирования и трения на силовые параметры процесса. Исследования выполнены для алюминиевого АМгб и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно.

Ключевые слова: деформирование, выдавливание отростков, фланцевые утолщения, матрица, изотермическое деформирование, силовые режимы.

Рассмотрена операция горячего выдавливания фланца на цилиндрической заготовке. Будем использовать энергетический метод расчёта применительно к разрывному полю скоростей перемещений [1-5].

Расчётная схема выдавливания и разрывное поле скоростей в осевом сечении заготовки показаны на рис. 1. При осесимметричной схеме деформаций поле состоит из жёстких блоков «О» и блоков деформаций «1», разделенных поверхностью «01» разрыва скорости. Поверхность трения материала - на матрице «12».

Рис. 1. Схема операции и поле скоростей перемещений

В соответствии с верхнеграничной теоремой пластичности справедливо энергетическое неравенство

(1)

Здесь в левой части - мощность внешних сил, в правой - мощности в объёме деформаций, на поверхности разрыва скорости и на поверхности трения; д - удельная сила операции.

Определим мощность внутренних сил в объёме деформаций (блок «1»). Запишем необходимые кинематические соотношения. Скорости ма-

V,

О

териала на входе и выходе из матрицы соответственно — и Ул =

2 2 /?г2

На поверхности разрыва полная скорость, нормальная и касательная в соответствии с планом скоростей на рис. 2 будут

01)01 <Уо)п =<У\)п

Уп

у = л1£а

Рис. 2. План скоростей на поверхности разрыва

Распределение скорости по объёму деформаций зададим функцией первого порядка при граничных условиях: Уп

У = 2 - У = х ■ ~ образующая поверхности разрыва скорости;

V =

2 Ьг2 Получим, что

у = г2 - образующая боковой поверхности фланца.

¥ =

Уп

2Ир

72 -х%а 152

(У~г2)+г!2

(2)

При этом проекции скорости на оси координат

Гх=0 ,Гу=У.

Компоненты скорости деформаций в очаге деформаций определяются как

$ ?Гх=0Л =Ч _дУу _У0(г12-ИГ2.Г§а)

х дх ' 1 ф ду 2Ьг2 (г2 - х • tga)' = _х.(еа)+{у_Г2ка1

2Иг2 (г2 - х • tgaУ

Эквивалентную скорость деформаций и деформацию запишем, учи-

п1/2

; (3)

тывая вышесказанное, в виде

ГЭ^Л

•Л

_ А/?. у0

ду

+

\ - у

дх )

(4)

где АИ - полный ход пуансона.

Эквивалентное напряжение следует из уравнения вязкопластичного состояния материала при подстановке выражений (3), (4):

(5е — А&е • Ъ>е — А

' Д/П

У<

(У

711+71

(5)

О У

Мощность в объёме деформаций определяется с помощью выражений (3) и (4) интегралом по объёму. Используя теорему Гульдена, получим интеграл по координатам:

Ь

V,

2 '2

УцМ] I Шх,у)}+т+И<Ъф, О у

О У

(6)

-,2 2 где д; = ща; ^ ,„ = * - —

координата центра тяжести четверти

F 3(2/2-/1)

площади сечения очага деформации (рис. 1); статический момент и

площадь этого сечения.

Интегрирование проводится по у при постоянном х в функции £>е = Vх' Уь а после этого - по л-.

На поверхности «01» разрыва скорости касательная и нормальная к ней скорости выражаются соотношениями

* _ * _(Ро1)т _Урт . _ (Г01)„ Г08ш2а

;-- » 4>п - и- У01 —

01

2Ул

I

01

2/1

Эквивалентные скорости деформаций, деформация и касательное напряжение представим в виде

4л/31\ У0

Х01

л/з (л/3)1+я,+я

4;

1

(16 + 8ш/2а)2

Тогда мощность на поверхности разрыва определяется выражением

кг2

= (7)

8ш а

Обратимся к поверхности контактного трения фланца на матрице. Примем, что внешнее давление равномерно распределено по торцу цилиндрической заготовки. В этом случае

где (I - коэффициент трения.

Скорость перемещения материала по поверхности трения

Ущр = У \x-hl 2»

где V - скорость в соответствии с выражением (.2).

Мощность на поверхности трения представим в виде

г2

Хтр = к(>2 ~ П К,р | Утр<*У- (8)

П

Подстановка мощностей (6) - (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 АМгб и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно. Расчеты выполнены при следующих геометрических характеристиках заготовки: /7 = 30 мм; А/? = 3...20 мм; 1\ =20 мм.

На рис. 3 представлены графические зависимости относительного давления q=q¡Ое от скорости перемещения инструмента V при различных значениях степени деформации е = АЬ /(/? + АЛ).

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 алю-

154

миниевого АМг6 и на 50 % для титанового ВТ6С сплавов. Увеличение степени деформации е от 0,1 до 0,4 приводит к росту д в 1,8 - 2 раза для обоих рассматриваемых материалов.

Рис. 3. Зависимости изменения д от V при выдавливании фланцевых заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б) (т = 0,1)

Рис. 4. Зависимости изменения д от т при выдавливании фланцевых заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б) (е = 0,25)

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 т. Установлено, что увеличение т от 0,1 до 0,4 приводит к возрастанию относительного давления в 1,5 раза для сплавов АМг6 и ВТ6С.

Работа выполнена в рамках грантов РФФИ № 15-48-03234_р_центр_а.

Список литературы

1. Теория пластических деформаций металлов / Е.П. Унксов [и др.]. М.: Машиностроение, 1983. 598 с.

2. Романов К.И. Механика горячего формоизменения металлов. М.: Машиностроение, 1993. 240 с.

3. Малинин Н.Н. Ползучесть в обработке металлов. М.: Машиностроение, 1986. 216 с.

4. Изотермическое деформирование высокопрочных анизотропных материалов / С.П. Яковлев, В.Н. Чудин, С.С. Яковлев, Я. А. Соболев. М.: Машиностроение, 2004. 427 с.

5. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов жестким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С. С. Яковлев, С.П. Яковлев, В.Н. Чудин, В.И. Трегубов, А.В. Черняев. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.

6. Теория обработки металлов давлением: учебник для вузов / В. А. Голенков, С.П. Яковлев, С. А. Головин, С.С. Яковлев, В. Д. Кухарь; под ред. В.А. Голенкова, С.П. Яковлева. М.: Машиностроение, 2009. 442 с.

Яковлев Сергей Сергеевич, д-р техн. наук, проф., mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Пасынков Андрей Александрович, канд. техн. наук, доц., зав. кафедрой, mpf-tula@rambler. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Ларина Марина Викторовна, канд. техн. наук, доц, mpf-tula@rambler. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет

ASSESSMENT OF TECHNOLOGICAL PARAMETERS FOR LATERAL EXTRUSION AXIALLY-SYMMETRIC CIRCUITDE FORMATIONS ON THE POWER

OF THE MODES

S.S. Yakovlev, A.A. Pasynkov, M. V. Larina

On the basis of the developed mathematical model operation extrusion flange bulges in the mode of short-term creep deformation of an axially symmetric scheme was established the influence of strain rate and friction power parameters of the process. Research carried out for aluminum amg6 and five-chestnut vt6s alloys whose behavior is described by the energy and the kinetic theory of strength xyz respectively.

Key words: deformation, extrusion processes, thickened flange-tion, matrix, isothermal deformation, power modes.

Yakovlev Sergey Sergeevich, doctor of technical sciences, professor, head of chair, 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,

Larina Marina Viktorovna, candidate of technical sciences, docent, mpf-tulaarambler. ru, Russia, Tula, Tula State University

УДК 621.9.06.229

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ МНОГОМАССНОГО ВИБРАЦИОННОГО

АВТОМАТИЧЕСКОГО ЗАГРУЗОЧНОГО УСТРОЙСТВА

Н.А. Усенко, Х.Х. Фам

Проведено экспериментальное исследование многомассного вибрационного автоматического загрузочного устройства с раздельным возбуждением колебаний, даны примеры расчета его параметров (амплитуды колебаний, собственные частоты, фазовые углы между вертикальными и горизонтальными колебаниями).

Ключевые слова: вибрационное загрузочное устройство, фазовой угол, амплитуда.

Как было указано в работе [1], одним из наиболее существенных факторов при настройке режима работы любого вибрационного автоматического загрузочного устройства (ВАЗУ) является определение его основных параметров: амплитуды колебаний, собственной частоты, фазового угла между вертикальными и горизонтальными колебаниями.

В данной статье рассматриваются результаты экспериментальных исследований параметров ВАЗУ, представляющего собой трехмассную динамическую модель в горизонтальном направлении и двухмассную динамическую модель в вертикальном направлении [2-4].

Для проведения экспериментальных исследований параметров ВАЗУ использован ранее разработанный экспериментальный комплекс [5].

Определение фазового угла между вертикальными и горизонтальными колебаниями ВАЗУ. Для экспериментального определения угла сдвига е между вертикальными и горизонтальными колебаниями надо одновременно снять сигналы вертикальных и крутильных колебаний. Установим курсор соответственно в пики вертикального и горизонтального колебаний бункера, как показано на рис. 1, записываем значения координат по оси абсцисс Х и вычисляем разницу между ними. В примере Де = 12,10 -11,05 = 1,05 е.п. (единица программы). Зная период колебаний (4 е.п.), можно определить значение угла сдвига фаз

360° -^.п. со е =-= 94,5 .

4e.п.