CC BY
16
УДК 621.015
ИССЛЕДОВАНИЕ И АНАЛИЗ ПАРАМЕТРОВ МНОГОПЕРЕХОДНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ПРОФИЛЕЙ СЛОЖНОГО СЕЧЕНИЯ ДЛЯ АГРЕГАТНО-СБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
© 2015 С.Ф. Тлустенко
Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева (национальный исследовательский университет)
Статья поступила в редакцию 23.11.2015
Изложены результаты теоретических исследований и методика многопереходной деформации по основным видам технологических процессов формообразования профилей сложного сечения. Проведено теоретическое обоснование способов выбора материала заготовок по необходимым физико-механическим свойствам исходных заготовок из различных сплавов и условиям термической обработки для соответствующих процессов обработки металлов давлением. Проведен анализ возможностей получения деталей различными видами холодной деформации применительно к формообразованию профилей различной конфигурации и назначения. Приведены необходимые теоретические обоснования расчётных схем деформаций, показана методика выбора рекомендаций по устранению возможных дефектов изделий, корректировки технологических процессов и повышения качества изделий. Проведено исследование режимов технологических процессов формообразования на базе современного прикладного программного обеспечения с целью автоматизации технологической подготовки производства.
Ключевые слова: степень деформации по переходам, прокатный стан, упруго-пластическая деформация, анизотропия, напряженно-деформированное состояние, интенсивность напряжений и деформаций, константы механических свойств, остаточные напряжения.
В общем комплексе технологии изготовления профилей различной формы сечения и длины из листового материала все возрастающее значение приобретают процессы формообразования листовых заготовок из конструкционных сталей за ряд последовательных переходов на специализированном оборудовании и оснастке. Это позволяет наиболее эффективно автоматизировать такие процессы на базе прокатных станов с числовым программным управлением. Для этого необходимо совершенствовать методику проектирования технологических процессов деформации для новых материалов, применяемых в конструкциях летательных аппаратов, связанную с выбором вида и материала заготовок, видов термообработки, распределения степеней деформации по переходам, применяемых сма-зывающе-охлаждающих жидкостей и др. Также необходимо корректировать методику анализа и оценки существующих альтернативных способов деформации заготовок по переходам, например, в роликах прокатных станов по клетям в стесненных условиях деформации или в штампах по переходам, когда металл пластически деформируется в холодном состоянии. Также необходимо обеспечить возможность механизации и автоматизации технологических процессов путем создания комплексов оборудования, обеспечивающего выполнение всех операций производственного
Тлустенко Станислав Федотович, кандидат технических наук, доцент. E-mail: [email protected]
процесса в автоматическом режиме, с возможностью получения взаимозаменяемых деталей с высокой степенью точности размеров, обладающих достаточной прочностью и жесткостью и высокими показателями ресурса изделий.
Исследование процессов деформации металла для деталей сложной конфигурации будем вести в предположении, что на отдельных участках заготовки происходит гибка и вытяжка. Рассмотрим случай вытяжки, когда наблюдаются большие усилия и деформации заготовки (рис. 1), где участок аЬ характеризуется растягивающими усилиями, участок Ьс - участок радиусного закругления, на котором возможно утонение заготовки, участок cd - участок с прямолинейными образующими.
Для оценки возможности применения теории вытяжки к технологическим процессам формообразования профилей необходимо разработать методику вычисления таких основных параметров вытяжки как усилие процесса, геометриче-
и деформациях заготовки
ские параметры оснастки, величины утонении и утолщений заготовки в зонах вытяжки.
Чтобы определить максимальную величину утонения, следует предположить, что наибольшее напряжение и соответственно наибольшее утонение наблюдаются в зоне границы перехода радиусной и цилиндрической частей. На радиусной части заготовки напряжения уменьшаются за счет активных сил трения в зонах контакта с инструментом и напряжений от изгиба. При расчётных малых степенях деформации за текущий переход считаем, что схема напряженного деформированного состояния заготовки линейная. Для расчёта интенсивности напряжений и деформаций используем уравнение кривой упрочнения степенного вида:
о/ = Л • еП,
где ст., еП - интенсивности напряжений и деформаций, А, п - константы механических свойств, меридиональные напряжения приблизительно
равны контактным стр
0
, то есть имеем
схему линейного напряженно-деформированного состояния изотропного тела:
е ф 0, е + е + е„ = 0, е = е
в ' в р Б ' р
Л = -
(1 -уР) Vр
п = 8^, 8р =
Б'
Ур
1 -¥ р
Для линейной схемы напряженного состояния интенсивность напряжений равна ст ::
а, =<г „ и е = е ^ е
г Тогда (Тмлх
= Л • еП
'рМЛХ
^шш = • ехР
рМЛХ ^ п
^ср =
V + V 2
^3
Рис. 2. Схема к определению деформаций в области радиусов переходов заготовки
окружностями, имеющими центр на оси симметрии и имеющие радиуса и г. Рассмотрим стадию вытяжки, когда этот элемент находится в положении, ограниченном радиусами Ян и р.
Деформация любых тангенциальных точек определяется, если мы знаем длину до и после деформацию
= 1п
¡а'Ъ'
аЪ
= 1п
2 •я- Я
н
2 •*;• Я
= 1п
= 1п
Ч'е'
йе
= 1п
Я
н
Я3
Из условия постоянства объёмов заготовки и детали У3 = УД, не учитывая величину упругой
деформации • S3 = Ед • 5д , где 5д - толщина детали по средней поверхности (5д = 83), получаем условие равенства площадей при вытяжке: БД = Б3, где условие равенства площадей детали и заготовки положено в основу определения деформаций при вытяжке любого элемента заготовки. Принимая с допустимой степенью точности схему деформаций аналогично как для фланцевой зоны заготовки, определим усилие процесса вытяжки и предельный коэффициент вытяжки по величинам деформаций как для фланцевой части (рис. 2).
Выделим на фланце бесконечно малый элемент двумя плоскостями, проходящими через ось детали, перпендикулярно к поверхности фланца и образующие между собой угол йб в предположении, что если хотя бы один из размеров элемента abcd имеет бесконечно малый размер, то элемент является бесконечно малым, и что этот элемент образован двумя концентрическими
Длина е' задается ¡^е, = /?• йв.
Длина исходного состояния этого элемента
¡йе = Г • йв .
Находим величину тангенциальной деформации любого элемента с координатой р, если известна длина этого элемента до деформации или известны его координаты. Если известна зависимость г = £(р), то мы получаем величину деформации еч от независимой координаты р. Связь между г и г находим из условия равенства площадей рассматриваемых элементов до и после деформации.
Ра'Ъ'ей" = РаЪей,
Ра"Ъ"е"й" = (Ян -Р2) • йв,
К
аЪей = Я - Г2) • йв,
раъей = (я32 - г2) • йв,
г = 4 я32 - ян +р2 . Теперь можем найти еч.
Для того, чтобы определить две другие деформации ег и еч ,используем уравнение связи напряжений и деформаций:
<*р+<те е =-----ев,
2 °'е-0'с
е/ { 1
2
Согласно используемой методики будем считать, что соотношение напряжений в процессе
£
Н
В
е
1
п
=
е
е^. = -
V
формообразования есть величина постоянная: аР t
= const и не зависит от упрочнения материала и изменения его толщины.
Таким образом, рост напряжений за счет упрочнения в обоих случаях происходит пропорционально одному и тому же коэффициенту:
<г • K
р Kупр = const.
ав • Kупр
Если меняется толщина заготовки, то меняются и величины напряжений
• KS
= const.
К8
Это условие позволяет определить деформации по отношению б г/бч и используя уравнения связей (найденных без упрочнения и изменения толщины) по известной одной из деформаций, найти другую деформацию.
- +1
2— ^
ст0
Найдем напряжения, действующие на фланце без учета упрочнения и изменения толщины.
+ OV Л • de-ар- f = 0,-
d°p - f1 + °р- df-°B- f2 - dd = 0 Найдем значения площадей:
fx =р• dd • S, f2 = S • dp.
Подставив (2) и (3) в (1) получим:
d°> n
p—f- + a +ав = 0 • dp y
Уравнение (4) содержит 2 неизвестных sr и sq. Условие пластичности по максимальным касательным напряжениям:
°"max min = S ■ ß = 1 +1,15 определяет схему напряженного состояния, в нашем случае ß « 1. s > 0, s < 0, s„ = 0,
r q К '
s = s,
max r'
s . = -s ,
min q'
Условие пластичности (без учета упрочнения) (5) запишется следующим образом:
sr - (-sq) = s02,
Подставив в (4) уравнение (6), получим дифференциальное уравнение с разделяющимися переменными:
dp
da„ = —о02
Проинтегрировав уравнение (7) получим:
Бг = -бо2 х 1п г +С. Граничные условия: бг = 0, г = Ян, тогда постоянная интегрирования
c = s02 х ln rh-В результате получим:
ар = а02
• ln
R
H
Рис. 3. Расчётная схема упруго-пластической деформации элемента заготовки
Составим уравнение равновесия на бесконечно малый элемент фланца заготовки.
Составим уравнение равновесия сил, действующих на координату Р = 0. По двум другим координатам уравнение равновесия сил составлять не будем в связи с тем, что они обращаются в тождества для заданных условий вытяжки:
Z Pe=Z Pe Z Ps =Z Ps
(ар + dap) • (f + df) +
о , • d0 . Л
2•оу f2 • sin—f = 0.
Раскрыв скобки, уберем величины, которые на порядок меньше остальных, а также учтем,
. de в
что sin-«—, тогда получим:
2 2
V f+d°p • fi +V fdap •df
При r = гД sr будет максимальным.
Ч =ln
, r = -\¡R32 - RH + p2, ep + ч + es = 0. Эпюры
изменения напряжений и деформаций на фланце при вытяжке
\lab\ + |lcd| = G02 \la'b'\ + \lc'd '| = 1
'02
'pmax
- ^flmin) = <J02.
Такая методика позволяет уменьшить радиус закругления в зоне деформации, соответственно снижаются дополнительные напряжения и усилия для достижения заданных параметров деталей. Для повышения эффективности расчётов необходимо также учитывать величину возникающего изгибающего момента в местах неравномерного распределения напряжений или когда напряжения имеют один и тот же знак:
ЫИ =■
сП2 • S2
4
Необходимое дополнительное напряжение
ßo = —
e
S
определяем из условия равенства работ от внешних и внутренних сил.
АВН = АВ.
Работа внешних сил
Авн = АарИ ■ V • Ъ • (Гм + 0,5 V) • й],
где Ь = 1 - единичная ширина, V • Ъ = Г, (гм + 0,5 V) - плечо, Работа внутренних сил АВ = МИ.х dj.
Так как АВН = АВ, то
ЬСрИ =
M
И
S ■ b ■ (rM + 0,5S) 2 „
= CT0
S2
4 ■ S ■ (гм + 0,5S) 2 M +1 S
Таким образом, с уменьшением
Г
— ^ 0 ^ До"рИ ^ СГ02 .
Соответственно предельный коэффициент вытяжки
КПрЕД
определим из условия:
°рш&х=иВ , или:
Л ■ (у,ш ■ ln KB ) - ■ ln
Q ■ f
2 RH ■ S
p max
■ efTp =a B
Другими словами, если процесс вытяжки происходит в нестандартном режиме, то находим
КПрЕД
, то есть
КПрЕД
< КВ, а число переходов при вытяжки определятся следующим образом:
2 Яп
Kb =
R3, . Kb = R3 ■ R
rÄ' rÄ
R Ri R-- -2
Ri Ri ' .. R- 1
v--i или:
R-
R-
и в результате
получим:
К = К х К х К х...х К ,
В В1 В2 В3 ^п'
то есть процесс можно разбить на п операций вытяжки.
Таким образом, коэффициенты вытяжки КВ на разных операциях должны быть различные
по величине, то есть на первых операциях КВ наибольший, на последующих он значительно меньше, примерно в 1,5^1,7 раза, но напряжения в первом и последующих переходах в опасном сечении должны быть одинаковы, они не должны превышать предел прочности, аналогично как и при вытяжке на последующих переходах опасными сечениями не должны являться участки, прежде недеформируемые.
Возможности последующих операций вытяжки объясняется снижением коэффициента вытяжки или уменьшением зоны сопротивления очага деформации, поэтому последнее равенство запишем следующим образом: на последующих операциях приняты одинаковые коэффициенты, их число п-1, а на первом переходе - отличные от вышеуказанных. Тогда:
V — V ¡г п-1 КВ = КВ • КВ2 .
Прологарифмировав данное выражение, в результате получим: 1пКв = 1п|Кв^ + (п - 1)1п|Кв2|. Это позволяет найти число переходов вытяжки: п = 1п| Кв\ -К в " 1п|Кв21
Разработанная методика расчётов параметров формообразования заготовок позволяет реализовать одновременную схему профилирования при автоматизации процессов деформации в многопереходных калибрах, также требуется меньшее число переходов вытяжки и соответственно меньшее число деформирующего инструмента.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Чумадин А. С., Ершов В. И., Барвинок В. А. Основы технологии производства летательных аппаратов. М.: Наука и технологии, 2005. 912 с.
2. Зубцов, М.Е. Листовая штамповка [Текст] / М.Е. Зубцов. - Л.: Машиностроение, 1980. - 432 с.
3. Попов, ЕА. Основытеориилистовой штамповки [Текст] / ЕА. Попов. - М.: Машиностроение, 1977. - 278 с.
4. Скворцов, Г.Л. Основы конструирования штампов для холодной штамповки [Текст] / Г.Л. Скворцов. -М.: Машиностроение, 1987. - 345 с.
L +1.
RESEARCH AND ANALYSIS OF PARAMETERS OF MULTITRANSITION TECHNOLOGICAL PROCESSES OF PRODUCTION OF PROFILES OF DIFFICULT SECTION FOR MODULAR AND ASSEMBLY PRODUCTION OF AIRCRAFT
© 2015 S.F. Tlustenko
Samara State Aerospace University named after Academician S.P. Korolyov (National Research University)
The results of theoretical research and methodology multijunction deformation of the main types of processes forming a pro-lei complicated cross-section. A theoretical study of ways to select pieces of material necessary physical and mechanical properties of the original pieces of different alloys and heat treatment conditions for the respective metal forming processes. The analysis of opportunities for different kinds of pieces of cold deformation with respect to the shaping of pro-profiles ofvarious shapes and purposes. The necessary theoretical foundations schemes calculated deformations, the technique of choice recommendations address possible defects in products, processes and adjustments to improve the quality of products. The study of modes of technological pro-forming processes on the basis of modern software applications to automate the process of production preparation. Keywords: degree of deformation on transitions, rolling mill, elastic-plastic deformation, anisotropy, stress-strain state, in-intensity stress and strain, constant mechanical properties, residual stresses.
Stanislav Tlustenko, Candidate of Technics, Associate Professor. E-mail: [email protected]
02
+
2 ■ + 1
S
1
2
Kb =
г
