Предельные возможности деформирования при горячем ортогональном выдавливании заготовок из высокопрочных материалов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

Rudenko Valeriy Lukich, doctor of technical science, general director, ntiim@mail.ru, Russia, Nizhniy Tagil, Institut of Metal Testing,

Sorokatiy Alexandr Vladimirovich, deputy director SKB, sorokatiy@yandex.ru, Russia, Nizhniy Tagil, Institut of Metal Testing

УДК 621.983; 539.974

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ВОЗМОЖНОСТИ ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПРИ ГОРЯЧЕМ ОРТОГОНАЛЬНОМ ВЫДАВЛИВАНИИ ЗАГОТОВОК ИЗ ВЫСОКОПРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

А. А. Пасынков, А.В. Черняев, Е.В. Леонова, А.Н. Исаева

Произведена оценка предельных возможностей формоизменения операции горячего ортогонального выдавливания заготовок из высокопрочных материалов. Установлено влияние технологических параметров на устойчивость протекания процесса выдавливания.

Ключевые слова: ортогональное выдавливание, повреждаемость, деформация, скорость, температура, напряжение, упрочнение.

Эффективной технологией производства сложных по геометрии элементов трубопроводов (угольники, тройники, крестовины) энергетических установок является горячее изотермическое выдавливание в ортогональных направлениях. Изотермическое выдавливание позволяет получать сложные по геометрии изделия при минимальных припусках под мехобра-ботку [1]. Выдавливание осуществляют в разъемных матрицах на типовом прессовом оборудовании или, что более эффективно, на специализированных многоплунжерных прессах. При штамповке существенна зависимость режимов технологии и, следовательно, качества изделий от скорости, так как деформируемый горячий металл проявляет вязкие свойства. Кроме того, деформирование сопровождается изменениями механической сплошности материала, что определяет качество изделия. Влияние совокупности этих факторов на состояние деформируемого материала будем определять уравнением [1, 2]

° е = Ае ШХ” (1 -ю) Р , (1)

где ае, ее, Хе - соответственно эквивалентные напряжения, деформации и

скорости деформаций; ю - повреждаемость материала заготовки; 0 £ ю £ 1; A, ш, п , p - константы упрочнения материала.

Влияние деформационного и скоростного упрочнения, а также кинетика повреждаемости материала должны учитываться при проектирова-

566

нии технологии изотермической штамповки [1]. В дальнейшем воспользуемся верхнеграничным методом расчета применительно к жесткоблочным полям скоростей перемещений. При плоской схеме деформаций справедливо энергетическое неравенство

Здесь д - внешнее давление, приложенное на контуре Ь заготовки; (ае)р, - эквивалентные напряжения на линиях разрыва скоростей 1р и контактных границах трения I^; У§Ур, - скорости перемещения материала

на внешнем контуре заготовки, на линиях разрыва и на границах трения соответственно; т - коэффициент трения.

Рассмотрим выдавливание заготовки с четырьмя ортогональными отростками - крестовины [1]. Обработка производится на одной позиции штамповки за два этапа. На первом этапе осуществляется торцевое сжатие заготовки до контакта материала с центральными пуансонами и выдавливание его в закрытые полости боковых матриц. Рассмотрим этот этап. Здесь реализуется разрывное поле скоростей перемещений, показанное на рис. 1, а. Оно состоит из жестких блоков, разделенных линиями разрыва скоростей перемещений (показаны пунктирными линиями). Годограф поля скоростей приведен на рис. 1, б.

Рис. 1. Схема 1-го этапа штамповки: поле скоростей (а) и годограф (б)

(®е ) р^р1р +т®к^к1к

\

(2)

2 а

а

о

б

Кинематика поля должна быть обеспечена условием неразрывности деформаций, что выражается зависимостью

(a + ai)cos(a -5) + b sin(a - g) _ b sin(a + b) sin 5 sin g sin b

Отсюда определяется угол a - направление скорости V. Входящие линейные и угловые параметры заданы полем скоростей и годографом.

Кинематика поля определяется по годографу скоростей. Скорости на линиях разрыва

Vo sin a Vo cos a sin b

(Vp )ю _-0aTp ;(vp )12 _

sin(a + p)’ p sin(a + b)sin б

Vo sin a sin p

(Vp)13 _

sin(a + P)sin g

Скорость движения материала по поверхности матрицы определяется так:

Р(^т Ь sin(a-g)

Vо __________________

sm(a + P)sm g

Кинематика поля скоростей позволяет представить эквивалентные скорости деформаций, деформации и напряжения на линиях разрыва в виде

х _ 2'р _ х ан ,,,

Хер 4ьір ’ е Хер у0 ' (3)

Здесь ¥р - касательные скорости на соответствующих линиях разрыва;

АН _ДНі - рабочий ход бокового пуансона; ір - длины линий разрыва,

которые можно записать в виде

(ір )оі Ь

sin Р ’

(lp )12

b + b1 . cos б;

(Ip )13 _ —.

^ sin g

На контактных границах трения боковых матриц и пуансонов эквивалентные деформации и скорости деформаций примем по осредненной степени деформации при обратном выдавливании, т.е.

b1

eek_

b + b1

Xek _ Л ^ eek,

DH1

где Vk - контактные скорости материала на инструменте.

568

При этом Ук = V для границ трения на матрице и Ук = Уо + V для границ трения на пуансоне. Длины этих границ контакта соответственно

1к = 1м, 1к = 1п .

В соответствии с энергетическим неравенством (2) получим зависимость для удельной силы первого этапа операции:

+п А

А

ЬУ

о

2

(7з)

+т

1+да+и

V

\пґ

АН Лт з

— I (1 -®) рУр+ т+4“ -и + Уо 7 і

V

Л т+и 2

1 1 IV р'к1+”ік

1

Ь + Ь

На втором этапе операции происходит выдавливание материала в зазор между матрицей и центральным пуансоном. Схема этого этапа и поле скоростей и годограф показаны на рис. 2.

а

Рис. 2. Схема 2-го этапа штамповки: поле скоростей (а) и годограф (б)

569

1

Поле допустимо при условии

ai • sin b • cos(a - g) = (b + bj)sm g • cos(a - b).

Используя поле скоростей и годограф, запишем необходимые кинематические соотношения для этого этапа. Скорости движения блоков

Vi =

Vo • sin P

V2 =

Vo • (b + bi)

cos(a - P) ai

Касательные скорости на линиях разрыва

(-\i \ = Vo • cos a . ПГ \ = Vo • COs a sin P

(Vр)oi 0\; (Vр)12

; (vp)io = Vi.

cos(a-b) р sin g^ cos(a-b)’ р

Эквивалентные скорости деформаций и деформации на линиях разрыва скоростей представлены общими выражениями (3) при подстановке соответствующих скоростей. При этом DH = DH 2, а длины линий разрыва определяются выражениями

(lр)oi =-----a1; (lр)i2 =-; (lр)io- —

ai

cos b “ cos a sin g

Эквивалентные деформации и скорости деформаций на границах трения примем, как это сделано выше, исходя из осредненной степени формообразования при боковом выдавливании, т.е.

е = 1

ек

2a

b + b

— X =

ек

V

е

е

1

Здесь VK = Vo, Vк = Vo + V2, Vк = V2

АН 2

скорости на границах трения соответственно ї\, І2, /3; АН2 - рабочий ход бокового пуансона на этом этапе операции.

Используя приведенные выражения, получим для второго этапа штамповки следующее соотношение для расчета давления:

q

<

A 2m+n AH 2 Ї

b + i oV (л/З)11 m+n Vo J

Е (1 -w) pv,

1

1+m+nA-m-n + p lp

+m

n

V AH 2 J

2a1

b + b

\m+n 3

Е (i -w) pv,

1

1+n

lk

1J

В процессе выдавливания происходит изменение механической сплошности материала, что может определяться как использование ресурса пластичности.

Этот фактор влияет на качество изделия и определяет оптимальные степени формообразования. Проведем в этой связи оценку повреждаемости, исходя из деформационной и энергетической теорий прочности [1]. По первой из них повреждаемость определяется уравнением

1

1

57o

Ю = [-----ХеЖ,

; (е е) пр

где 0 £ ю £ 1 - повреждаемость материала за время 0 £ t £ tкр; tкр - критическое время полной потери сплошности.

В приведенной зависимости повреждаемость определяется величинами конечной и предельной деформации. Если существует зависимость от скорости, то необходимо использовать энергетическую теорию прочности, которая выражается уравнением

ю=$ А— Ъе^ж.

t Апр

Здесь (ее)пр и Апр - предельные величины эквивалентной деформации и

удельной работы разрушения материала.

Условие ю = 1 является условием исчерпания ресурса пластичности (полной потери сплошности) материала, что позволяет установить предельную степень формообразования.

Расчетные результаты получены для 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. Константы разрушения исследуемых материалов при данной температуре приведены в работе [1].

На рис. 3 представлены графические зависимости повреждаемости материала ю от скорости перемещения инструмента V при штамповке крестовины из алюминиевого сплава АМг6.

0,01 од 1 мм!с ю

V -

Рис. 3. Зависимости изменения ю от V для сплава АМг6

Анализ результатов расчета показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от 0,01 до 10 мм/с повреждаемость материала возрастает в 1,6-1,8 раза.

Результаты расчета повреждаемости титанового сплава ВТ6С в за-

571

висимости от степени деформации е приведены на рис. 4. Установлено, что при увеличении е от 0,1 до 0,4 повреждаемость сплава ВТ6С возрастает в 1,8 раза. Наиболее интенсивно повреждаемость накапливаются на втором этапе деформирования.

Таким образом, показано, что штамповка в ортогональных направлениях позволяет изготавливать сложные по геометрии изделия на одной позиции обработки. При этом она должна быть регламентирована по температурно-скоростным условиям.

0,1 0,2 0,3 0,4

£---------—

Рис. 4. Зависимости изменения ю от е для сплава ВТ6С

Существенному уменьшению технологической силы способствует снижение скорости операции, что связано с проявлением вязкости горячего металла и развитием его повреждаемости при деформировании.

Конечное состояние повреждаемости материала заготовки и, следовательно, качество детали определяются скоростью обработки и степенью деформации для одних групп материалов, для других - только степенью формообразования.

Работа выполнена в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России», государственному заданию Министерства образования и науки Российской Федерации на 2012-2014 годы и грантам РФФИ.

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.

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

Черняев Алексей Владимирович, д-р техн. наук, доц., mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Леонова Евгения Витальевна, аспирант, mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Исаева Анна Николаевна, аспирант, mpf-tula@rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет

EXTREME PERFORMANCE OF DEFORMA TION A T THE HOT ORTHOGONAL EXTRUSION BLANKS OF HIGH PERFORMANCE MATERIALS

A.A. Pasynkov, A. V. Chernyaev, E.V. Leonova, A.A. Isaeva

The estimation of the limiting possibilities of forming operations orthogonal hot extrusion billets of high-strength materials. The influence ofprocess parameters on the stability of the process of extrusion.

Key words: orthogonal extrusion, damaging, strain, velocity, temperature, stress, work hardening.

Stepsons Andrey Aleksandrovich, candidate of technical sciences, associate professor, mpf-tula@rambler.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Tchernyaev Alexey Vladimirovich, doctor of technical sciences, associate professor, mpf-tula@rambler.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Leonov Evgeny Vitalyevn, post graduate, mpf-tula@rambler.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Isayeva Anna Nikolaevna, post graduate, mpf-tula@rambler.ru, Russia, Tula, Tula State University