АНАЛИЗ НЕСТАЦИОНАРНОГО ПЛАСТИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОЙ ОСАДКЕ УЗКИХ ЭЛЕМЕНТОВ Текст научной статьи по специальности «Физика»

УДК 539.374

DOI: 10.24412/2071-6168-2021-11-485-495

АНАЛИЗ НЕСТАЦИОНАРНОГО ПЛАСТИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОЙ ОСАДКЕ УЗКИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Н.Д. Тутышкин, В.Ю. Травин

Приводится анализ силовых параметров, распределения скоростей течения, деформаций и структурной повреждаемости материала при высокоскоростной осадке узких элементов. Полное решение строится во времени по шагам, соответствующим малым отрезкам времени. Показано, что возникающие силы инерции оказывают сильное влияние нараспределе-ние напряжений, скоростей течения и связанных с ними параметров, особенно в окрестности углов штампуемых элементов. С ростом скорости деформирования накапливаемые материалом деформации увеличиваются, а повреждаемость микродефектами уменьшается. Существенное уменьшение повреждаемости объясняется увеличением гидростатического давления в пластической области, приводящим к росту предельной деформации, при которой наступает разрушение.

Ключевые слова: Силы инерции, нестационарное пластическое течение, напряжения, силовые параметры, деформации, структурная поврежденность.

Одним из направлений создания новых технологических процессов обработки давлением (ОД) и совершенствования существующих является повышение скоростей деформирования. Технологические процессы пневмомеханической, газодинамической, магнитно-импульсной, электрогидравлической штамповки отличаются высокими скоростями пластической обработки.

Создание скоростных процессов ОД вызвано растущей потребностью отраслей промышленности, в первую очередь машиностроения, в деталях из труднодеформируемых и высокопрочных материалов. Скоростная штамповка позволяет существенно повышать пластичность металлов, изготавливать детали сложной формы с тонкими стенками и ребрами, повышать их точность и снижать шероховатость поверхности, отказываться в ряде случаев от последующей механической обработки.

Практика проектирования и внедрения скоростных процессов поставила перед теорией ОД комплекс задач, связанных с учётом влияния скоростных эффектов на технологические параметры и реологическое поведение обрабатываемых материалов, анализом технологических возможностей скоростных процессов. Сравнение ряда технологических процессов обработки в квазистатических и высокоскоростных условиях свидетельствует о существенном влиянии скорости деформирования на технологические параметры, распределение напряжений и деформаций по объему обрабатываемых изделий.

Недостаточно изученными являются скоростные процессы, неста-ционарность которых обусловлена сильным изменением границ пластической области и локальными составляющими сил инерции (объемная штамповка, выдавливание, разделительные операции). Очень приближенная оценка влияния скорости деформирования на распределение напряжений, пластичность, механические и структурные свойства изделий затрудняет оптимальное проектирование скоростных процессов с полным использованием их технологических возможностей.

Технологические задачи быстрого пластического течения отличаются от квазистатических значениями критериальных параметров, оценивающих влияние инерционных сил, существенно отличными от нуля [1]. Если пластическое течение материала определяется краевыми кинематическими условиями, т.е. заданием характерного кинематического параметра и , то критериальные параметры согласно размерному анализу [1].

тт

£— при и = V, 2т„

pQ*

рю*^2

при и = Q

2т

при и = ю

ph dv

---при и = V,

2т dt

Р dQ*

2т8 dt

р^ dю *

2т dt

при и = Q

при и = ю

у1 =

где у, Ь, Q*, ш * - характерные скорость, размер, поток и угловая скорость; р и т8 - плотность и предел текучести материала при сдвиге; ^ - время.

При анализе нестационарных скоростных процессов с большими конечными деформациями обрабатываемых изделий необходимо учитывать одновременно локальные и конвективные инерционные воздействия, так как скорость и ускорение деформирования достигают больших величин.

В процессе высокоскоростной осадки заготовок, элементов полуфабрикатов, специзделий возникают скоростные эффекты, заключающиеся в возникновении значительных сил инерции, тепловых эффектов, влиянии скорости деформации на сопротивление деформированию. Существенно изменяется поврежденность металла микродефектами по сравнению с осадкой на прессе при малой скорости.

Рассмотрим осадку призматических заготовок (элементов), когда отношение длины к ширине 10 / а0 » 1 и деформацию можно с достаточной для технологических расчётов степенью точности считать квазиплоской. В кузнечно-штамповочном производстве часто встречаются процессы осадки коротких заготовок или элементов полуфабрикатов с небольшим отношением их характерных размеров а0 / Ь0 когда скорость и ускорение деформирования велики, т.е. критериальные параметры у1 > 0, У2 > 0.

Рассмотрим высокоскоростную осадку узких элементов при следующих данных: размеры заготовки до деформации ас = 80 мм, И = 35,8 мм, 10 = 95 мм, размеры элементов после деформации ак = 100 мм, Ик = 28,6 мм, 1к = 10 = 95 мм, материал - сталь 45, температура деформации 1100 0С, контактное касательное напряжение т к = т 8. Ускорение I, скорость и и перемещение ЛЬ верхней плиты во времени заданы в графической форме (рис. 1). Нижняя плита неподвижна.

Рис. 1. Кинематические характеристики перемещения верхней плиты при высокоскоростной осадке: а - графики 1^), и^), ; б - графики и(ЛИ),

ш/ Ли)

Осадка производилась на установке с пороховым приводом, моделирующей условия штамповки на высокоскоростном молоте. График 1^) находился с помощью записанной фотограммы импульса усилия осадки Р^): 1^) = Р^) / М, где М - масса подвижной системы

установки для высокоскоростного деформирования. Регистрация, усиление и запись импульса усилия производились с помощью тензодатчиков и измерительной электронной аппаратуры. Скорость и перемещение верхней плиты определялись интегрированием графика 1^).

При квазистатической плоской осадке узкой заготовки с соотношением размеров 1 < а/ Ь < 3,64 поле траекторий максимальных касательных напряжений в пластической области имеет вид, приведенный на рис. 2 а. В силу симметрии рассматриваем левую часть заготовки. К контактным поверхностям примыкают жесткие зоны, граничащие по линиям AD и BD с пластической областью ACBD. К свободной поверхности АВ примыкает жесткая зона АСВ. Соответствующее поле скоростей течения показано на рис. 2 б.

486

Найдем инерционное решение технологической задачи от начала = 0) до конца деформации = Т = 0,1362 мс). В данном случае имеем смешанную краевую задачу при заданных граничных условиях [2]. Специальные данные Коши относятся к начальному моменту времени t = 0.

Полное решение строится во времени по шагам, т.е. в фиксированные моменты Ъ, заключенные в интервале t = ^0, т] и отличающиеся между собой малыми отрезками времени

Дt = ^—^_!, находятся поля напряжений, скоростей, ускорений течения, деформаций, их скоростей и технологических параметров. В связи с нестационарностью процесса осадки поля напряжений, скоростей и связанных с ними механических параметров зависят в сильной степени от текущего соотношения размеров полуфабриката. Поэтому, с целью повышения точности расчётов, целесообразно строить решение по шагам текущей высоты h полуфабриката (или перемещения Дh = ^ _h верхней плиты), связанной с временем ^ = — dh / и.

Зависимости для компонент вектора ускорения в плоской системе неподвижных ха-

* г» *

рактеристических координат а , р имеют следующий вид [3]:

av

j * = vß* —-

а ß ösf

v2*

as

ß as

и

av

av

ß

as

jß* = v * —-

ß а as.

va *-

а as

U

ah

av

(2)

ß*

ah

где va* ,v ß* - компоненты скорости в системе неподвижных координат а , ß ; 8 - угол между

*

касательной к линии а и осью x.

Представим график U(t) в зависимости от перемещения инструмента, т.е. как U(h)

(рис. 1 б). Для вычисления производных av^ / ah и avß* / ah, входящих в зависимости

(2), необходим график производной aU / ah (рис.1 б), который находим дифференцированием функции U( Ah). Процесс осадки рассматриваем состоящим из четырех этапов:

Ahl = Ah 2 — Ah 3 = Ah 4 = 1,8 мм. Определим поля напряжений, скоростей и ускорений

для моментов ti = 0,0112 мс, t2 = 0,0342 мс, t3 = 0,0630 мс, t4 = 0,1106 мс, отнесенных к середине выбранных этапов. Известные граничные данные в выбранные моменты времени приведены в табл.1.

Ua/2h

Ua/2h

а)

Рис. 2. Плоская осадка узких элементов в квазистатических условиях (при соотношении размеров (1 < а/ h < 3,64): а - поле траекторий максимальных касательных

напряжений; б - поле скоростей течения О, Р и отображение траекторий О, Р

в плоскости скоростей

*

*

а

а

Рассмотрим момент ^ = 0,0112 мс. Поле траекторий максимальных касательных напряжений (линии скольжения а, Р) и скоростей течения в нулевом приближении выбираются подобными квазистатическому решению (рис. 2). Поле ускорений в нулевом приближении определяется из условия пропорционального изменения скоростей, согласно которому производные от компонент скорости

ôv .

а

1

ôv

■yV . г 2 а

Р*

1

р*

аи и2 а аи и

Следовательно, компоненты ускорения в узловых точках пластической области

(3)

J

= VR. а m.n. р m.n.

J

P*m.n.

V

Vа*m +1.n - V . , а m-1.n 1

^рт +1.n - 8рт-1.n U2

V р'т.п.+1 - Vр'т.п.-1 1

с ат.п.+1 -с ат.п.-1 U2

V

а m.n.'

(4)

Vr

Дифференциальные уравнения линий скольжения в конечно-разностной форме [3] совместно с краевыми условиями позволяют построить сетку траекторий а, Р максимальных касательных напряжений (рис. 3 а). Среднее напряжение СТ в узловых точках пластической области определяется с помощью соотношений вдоль линий скольжения [3]. Поле скоростей течения и отображение подвижной сетки траекторий а, Р в плоскости скоростей (рис. 3 б)

строятся на основе кинематических соотношений вдоль линий скольжения [3].

Аналогичным образом строятся поля траекторий максимальных касательных напряжений и скоростей течения на заключительном этапе в момент 14 = 0,1106 мс (рис. 4) и в промежуточные моменты Х2 = 0,0347 мс и 13 = 0,0630 мс.

Непропорциональное изменение поля скоростей учитывалось определением локальных составляющих ускорения следующим образом

ôv . V .(h + Ah)-V .(h-Ah)

а _ а v__а v_

ôh " 2 Ah ;

ôv р. v р. (h + Ah) - v р .(h -Ah)

~âh~ _ 2Ah

(5)

Граничные условия при осадке узких элементов

Таблица 1

Характерные параметры Момент времени, мс

0,0112 0,0347 0,0630 0,1106

Перемещение верхней плиты Ah, мм 0,9 2,7 4,5 6,3

Отношение размеров a/h 2,36 2,62 2,92 3,29

Ускорение верхней плиты -I-106, мс2 0,24 0,47 0,79 0,535

Скорость верхней плиты U, мс 80,0 72,0 55,4 25,0

Производная скорости верхней плиты -(3U/3h>103, с-1 2,5 6,5 12,5 21,3

Критериальный параметр V1 0,241 0,195 0,112 0,023

Критериальный параметр V2 0,314 0,579 0,925 0,590

Вычислим накопленные деформации вдоль траекторий движения частиц материала в пластической области. Найденные по этапам поля траекторий линий скольжения и скоростей течения позволяет численно проинтегрировать дифференциальные уравнения

^ = у . (а*, Р\Л ^ = V Р* (а*, Р'Л (6)

аи а V н' аи Р V н '

и построить траектории (рис. 5, сплошные линии). Найденные траектории относятся к частицам L, К, J, G, Q, Р, N, М с начальными координатами Х0 = 0,125 ас, Х0 = 0,25 а0 и у0 = 0,25 у0 = 0,5 Ь0, У0 = 0,875 Ь0, у0 = 0,75 Ь.

Интенсивность приращения деформаций сдвига при плоском деформированном состоянии [2]

dЛ

dy

ар

dv

dv

а

Р*

* 1 * V р* _ V р. V . _ V .

р р а а

(7)

иа/2Ь

иа/гь

А*

б

*АЛ и

Рис. 3. Высокоскоростная осадка узких элементов (момент и = 0,0112 мс): а - поле траекторий максимальных касательных напряжений в пластической области; б - поле скоростей течения а,Р и отображение сетки траекторий а,Р в плоскости

скоростей

Установленные накопленные деформации по этапам Лк = ^ ДЛ приведены в табл.

к=1

2. Накопленные деформации Лк позволяют вычислить поврежденность материала микродефектами. При расчёте поврежденности учитывалось, что пластичность углеродистых сталей при высокой температуре в катаном состоянии описывается следующим уравнением регрессии [4]:

(

Л •р = ехР

ь т

+ Ь4

т

Ь0 + ь,--+ Ь2

0 11000 2

с

и 1 Н

---т + ЦЬ-р +

л/МЮ

с

-Ь.

с

-1п

Н

1000 л/!Ж) л/3

489

а

где для малоуглеродистой низколегированной стали коэффициенты Ь0 = 1,15, Ь = 0,135, Ь2 = -1,77, Ь3 = -0,19, Ь4 = 0,081, Ь5 = 0,087.

Для определения деформационной поврежденности материала (Ш) используется известное представление как величине, описывающей накопление дефектов в процессе деформации [5]

^ = со (ш)),1 = 1,2,..., (9)

Л

где со (Л(кш ) - функция скорости повреждаемости СО от параметров ), связанных с НДС процесса.

Нормированная величина поврежденности ш е [0;1], где границы интервала соответствуют исходному состоянию материала (ш = 0) и моменту макроразрушения (ш = 1).

Ш0>

иа/гь

б

Рис. 4. Высокоскоростная осадка узких элементов (момент и = 0,1106мс): а - поле траекторий максимальных касательных напряжений в пластической области;

б - поле скоростей течения а, Р и отображение сетки траекторий а, Р

в пластической области

С моментом макроразрушения (образования макротрещины) связывается момент достижения критической величины пластического разрыхления £;;кр на макроуровне [5]. Связь пластического разрыхления металла с процессом рассеянного образования и роста деформационных мезодефектов позволяет принять в уравнении (9) в качестве параметра Л^ линейный

инвариант тензора деформации 8, т.е. Л^^ £ц . В результате кинетическое уравнение (9) принимает следующий вид:

а

dш = 8 ь

где 8ii - скорость пластической дилатансии на макроуровне.

(10)

Рис. 5. Траектории движения материала при осадке узких элементов: ——— - по точному решению;........ - по приближенному решению

Таблица 2

Нарастание деформаций и поврежденности материала микродефектами вдоль

Накапливаемая интенсивность деформаций сдви- Поврежденность

Точки: га по этапам Л микродефектами <в

1-й 2-й 3-й 4-й 1-й 2-й 3-й 4-й

этап этап этап этап этап этап этап этап

G 0,13 0,30 0,55 0,88 0,04 0,07 0,18 0,28

0,12 0,28 0,50 0,84 0,04 0,1 0,20 0,33

J 0,08 0,18 0,34 0,56 0,03 0,08 0,15 0,23

0,07 0,13 0,33 0,55 0,04 0,08 0,15 0,24

К 0,0 0,22 0,41 0,67 0,01 0,06 0,11 0,18

0,0 0,21 0,33 0,64 0,03 0,08 0,16 0,27

L 0,19 0,48 0,88 1,44 0,0 0,01 0,02 0,03

0,17 0,42 0,76 1,27 0,06 0,14 0,26 0,41

М 0,12 0,32 0,56 0,94 0,03 0,08 0,15 0,24

0,12 0,30 0,53 0,90 0,05 0,13 0,21 0,33

N 0,08 0,18 0,33 0,52 0,03 0,07 0,12 0,19

0,07 0,17 0,31 0,51 0,03 0,07 0,12 0,20

Р 0,10 0,26 0,46 0,76 0,02 0,05 0,10 0,16

0,07 0,24 0,44 0,74 0,03 0,07 0,22 0,27

Q 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0

Примечание: нижние значения соответствующего показателя относятся к квазистатическим условиям процесса осадки.

Прогнозирование повреждаемости материала на основе решения уравнения (10) сопряжено с постановкой сложных экспериментов по определению связи 8;;(Л) между пластической разрыхленностью и накапливаемой деформацией Л . Эта связь позволяет представить уравнение (10) в следующем виде:

dra _ [su (Л)] H (11)

dt 811(Лпр) '

где H - интенсивность скоростей деформации сдвига; штрих означает дифференцирование по параметру Л.

Для степенной модели разрыхления 811 _ ЬЛа, уравнение (11) принимает следующий

вид:

^ н (12)

dt Лапр '

где параметры b и a - модульный и степенной коэффициенты опытной кривой Бц _ Бц (Л) . Для прикладных расчетов уравнение (12) используется в интегральной форме [6]:

а_Л оЛО^Л . (13)

л a 0 Л пр

Установленные значения поврежденности по этапам приведены в табл. 2. Определим контактные нагрузки и удельное усилие. Прежде всего вычислим среднее напряжение G в точке C из условия динамического равновесия жесткой части ABC изделия:

a 2h

Ну + jxpa dx = MabcIA (14)

ACB ACB

где MABC - масса части ABC изделия.

Распределение напряжений G вдоль линий AC и CB устанавливается по известным соотношениям [3]. Так как с границами AC и CB совпадают линии разрыва скорости, то действующее вдоль них касательное напряжение [7]

1 Ра = 1 s + PAv а *V р* (вдолЬ AC ),

(15)

Т«р=Т s +PAV p*V а * (вдолЬ CB ), где Av а*, Av р* - разрывы скорости.

Удельное усилие находим из условия динамического равновесия на произвольной линии s, пересекающей изделие по ширине

-n)dx-M,I- (16)

sm sm 0

где Ms - масса части изделия, находящаяся выше линии s и примыкающая к верхней плите.

За линию s удобно принять границу пластической области AD. Тогда величина MsI

учитывает изменение удельного усилия, связанное с переходом кинетической энергии жесткой части изделия при ее торможении в энергию пластического формоизменения. Значения удельного усилия, отнесенные к моментам осадки ti, t2, t3, t4, позволяет установить его зависимость от соотношения размеров a/h.

Если принять допущение о равномерной деформации, то удельное усилие осадки [8]

2т 2т 12т h2 6т

sm sm sm

2т т2 TU í 2 Л

pa U i pIh a +1

v 4h2

(17)

где рст - удельное усилие, соответствующее квазистатическому решению.

На рис.6 показан характер изменения удельного усилия в зависимости от соотношения размеров элементов a/h по точному (график 1), приближенному (график 2) и квазистатическому (график 3) решению.

Сравнительная оценка точного и приближенного решений для удельного усилия с экспериментальными данными в большом диапазоне скоростей осадки узких элементов показана на рис.7. Для экспериментальной проверки расчётных значений использовались максимальные значения усилий с записанных фотограмм, когда ускорение верхнего бойка равно нулю в момент a/h = 2,3...2,4. Осадка образцов из малоуглеродистой низколегированной стали проводилась на установке с пороховым приводом. Сопоставление расчётных значений усилия с

экспериментальными (рис.7, график 3) показывает, что экспериментальные значения превосходят теоретические на 5...13 %. Это расхождение объясняется различием между действительным реологическим поведением материала и его жестко-пластической моделью, принятой при расчете, а также тем, что в решении боковая граница элементов принималась плоской.

ив

1Ь

**

№

0.6

2Р г,б Х2 3*6

а/Ь——

Рис. 6. Изменение удельного усилия е процессе осадки узких элементов: точное (1), приближенное (2) и квазистатическое (3) решение

2.0

1,9 I и

и ^ 1,6 <2 Тэт / 5

1,4

1,3

а

О 10 20 30 40 50 60 70 80 м/с 100

и--

Рис. 7. Зависимость удельного усилия от скорости осадки узких элементов (а/к = 2,36): 1 - на основе точного решения основных уравнений; 2 - на основе приближенного решения;

3 - результаты эксперимента

Рассмотрим результаты решения. Силы инерции сильно влияют на распределение напряжений и скоростей течения в окрестности углов элементов А и В, где находятся особые точки поля напряжений [9]. Величина ускорений, среднего напряжения и кривизна траекторий максимальных касательных напряжений в окрестности особых точек сильно возрастают. Это влияние проявляется и в том, что происходит разворот свободной границы АВ в направлении к поверхности плит, в результате чего облегчается переход частиц материала с боковой поверхности на торцевую. Условие корректности кинематического поля скоростей течения требует, чтобы угол между касательной к свободной поверхности в особых точках А и В и плоскостью плит был не менее Я /4 (см.рис. 3 а, 4 а), что возможно только при развороте свободной поверхности.

Форма пластической области теряет симметрию относительно горизонтальной оси у = И/2, так как верхняя плита движется, а нижняя неподвижна, вследствие чего величина сил инерции в верхней части изделия больше, чем в нижней.

Для упрощенного анализа иногда используется допущение о равномерной деформации. Поле скоростей при осадке определяется в этом случае линейными зависимостями Ух = их/И, уу =- иу/Ь, а траектории - уравнениями х = Ь0Х0/Ь, у = у0Ь/Ь0, где

Х0, Уо - начальные ( лагранжевы ) координаты частиц. Сравнение расчётных траекторий по

точному и приближенному решениям (см.рис. 5) показывает их заметное расхождение, особенно в верхней части изделия.

Сопоставление нарастания деформаций и поврежденности вдоль траекторий частиц материала в динамических и квазистатических условиях (см. табл. 2) позволяет сделать следующие выводы. С ростом скорости деформирования накопленные деформации увеличиваются,

X 3

ч [С /

V 4—

\ V /

N /

особенно в окрестности углов элементов A и B. Нарастание деформаций происходит более плавно, величина локальных деформаций на границах пластической области, совпадающих с линиями разрыва скорости, уменьшается.

С ростом скорости деформирования поврежденность материала микродефектами уменьшается. Эта связь объясняется увеличением гидростатического давления в пластической области, приводящим к росту предельной деформации, при которой наступает разрушение. С ростом скорости уменьшается поврежденность и в углах элементов. Характер нарастания по-врежденности становится более плавным.

Сравнение удельных усилий для инерционного и квазистатического решений рассматриваемого процесса осадки (рис. 6, графики 1 и 3) показывает, что локальные составляющие сил инерции, связанные с замедленным перемещением верхней плиты, приводят к уменьшению усилия осадки. Уменьшение усилия осадки объясняется превращением кинетической энергии в работу пластической деформации.

Сопоставление графиков 1 и 2 зависимости удельного усилия от скорости осадки (рис. 7) свидетельствует о нижней оценке приближенного решения, основанного на допущении о равномерной деформации. Этот факт объясняется тем, что точное решение связывает увеличение усилия осадки не только с действием конвективных составляющих сил инерции, но и увеличением накопленных деформаций, приводящим к росту мощности пластического формоизменения.

Список литературы

1. Седов Л.И. Методы подобия и размерности в механике. 10-е изд., доп. М.: Наука, 1987. 430 с.

2. Тутышкин Н.Д. Краевые задачи при нестационарном быстром плоском течении // Исслед. в обл. пластичности и обраб. металлов давлением: Межвуз. сб. ст. Тула: Тульск. поли-техн. ин-т, 1992. Вып.1. С. 93-97.

3. Комплексные задачи теории пластичности / Н.Д. Тутышкин, А.Е. Гвоздев, В.И. Тре-губов и др. - Под ред. Н.Д. Тутышкина, А.Е. Гвоздева. Тула: Тул. гос. ун-т. 2001. 377 с.

4. Пластичность и разрушение / В.Л. Колмогоров, А.А. Богатов, Б.А. Мигачев и др. М.: Металлургия, 1977. 336 с.

5. Губкин С.И. Пластическая деформация металлов. Т.2. Физико-химическая теория пластичности. М.: Металлургиздат, 1961. 416 с.

6. Богатов А.А., Мижирицкий О.И., Смирнов С.В. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением. М.: Металлургия, 1984. 144 с.

7. Тутышкин Н.Д. Соотношения на разрывах при динамической плоской деформации // Технология машиностроения: Исслед. в обл. пластичности и обраб. металлов давлением: Межвуз. сб. ст. Тула: Тульск. политехн. ин-т, 1973. Вып. 29. С. 56-66.

8. Тутышкин Н.Д. Плоская осадка узкой полосы с учетом сил инерции // Исслед. в обл. пластичности и обраб. металлов давлением: Межвуз. сб. научн. тр. Тула: Тульск. политехн. инт, 1975. Вып. 3. С. 6-11.

9. Качанов Л.М. Основы теории пластичности. М.: Наука,1969. 420 с.

Тутышкин Николай Дмитриевич, д-р техн. наук, профессор, nikolai.tutyshkin@mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Травин Вадим Юрьевич, канд. техн. наук, главный конструктор направления, niko-lai.tutyshkin@mail.ru, Россия, Тула, АО «НПО «СПЛАВ» им. А.Н. Ганичева»

ANALYSIS OF NON-STATIONARY PLASTIC FLOW AT HIGH-SPEED SETTLEMENT

OF NARROW ELEMENTS

N.D. Tutyshkin, V.Yu. Travin

Analysis of force parameters, distribution of flow rates, deformations and structural damage of material at high-speed precipitation of narrow elements is given. The complete solution is built in time in steps corresponding to small time segments. It is shown that the resulting inertia forces have a strong influence on the distribution of stresses, flow rates and associated parameters, especially in the

494

vicinity of the angles of the stamped elements. As the rate of deformation increases, the deformations accumulated by the material increase, and the damage by microdefects decreases. A significant decrease in damage is due to an increase in the hydrostatic pressure in the plastic region, leading to an increase in the ultimate deformation at which the destruction occurs.

Key words: Inertia forces, transient plastic flow, stresses, force parameters, deformations, structural damage.

Tutyshkin Nikolay Dmitrievich, doctor of technical sciences, professor, niko-lai.tutyshkin@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,

Travin Vadim Yuryevich, candidate of technical sciences, chief designer of the direction, Russia, Tula, JSC «NPO «SPLAV» named after A.N. Ganichev»

УДК 621.77.01; 621.7.011

DOI: 10.24412/2071-6168-2021-11-495-499

МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПОЛУЧЕНИЯ ЭКСЦЕНТРИЧЕСКИХ ПЕРЕХОДНИКОВ СОВМЕЩЕНИЕМ ОПЕРАЦИЙ РАЗДАЧИ И ВЫДАВЛИВАНИЯ

П.В. Романов, Р.С. Благочиннов

В работе показана технологическая схема получения стальных переходников со смещенной осью из трубных заготовок, имеющих скошенный торец, путем совмещения процессов раздачи и выдавливания за один переход. Приведены результаты 3D моделирования предлагаемого способа изготовления эксцентрических переходников. Процесс разбивался на характерные этапы деформирования, для каждого из которых показано распределение величин интенсивности средних напряжений, деформаций, силовых характеристик.

Ключевые слова: переходник, раздача, выдавливание, заготовка, напряжения, деформации, сила, совмещение операций.

В последнее время все большее внимание уделяется интенсификации процессов обработки материалов с одновременным увеличением требований к качеству получаемых изделий и снижением ее себестоимости. В области обработки материалов давлением выполнение данных требований зачастую реализуется путем группировки нескольких штамповочных операций, реализуемых за один технологический переход [1-4]. В связи с этим необходимо более глубокое изучение механики процессов штамповочного производства, включающих кинематику течения материала, напряженное и деформированное состояние материала, силовые параметры процессов, предельные возможности деформирования и т.д.

Рассмотрим процесс изготовления эксцентрических переходников (рис. 1.) путем совмещения операций раздачи и выдавливания в одном инструменте.

В качестве заготовки используем стальную бесшовную горячекатаную трубу со скошенным торцом диаметром 50 мм, минимальной высотой 75 мм, толщиной стенки 3 мм (рис.

2). Свойства выбранной стали: временное сопротивление разрыву = 500 МПа, предел текучести с т = 420 МПа. Угол скоса заготовки определялся суммой длин по образующей двух

вертикальных и наклонного участка в инструменте.

При совмещении технологических операций обработки давлением металл претерпевает значительные деформации. В связи с этим процесс удобно рассматривать в каждый фиксированный момент его протекания. Для каждого из этих моментов производилась оценка напряженно-деформированного состояний заготовки.