CC BY
20
УДК 621.7-4
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФАКТОРА ТРЕНИЯ ПРИ ШТАМПОВКЕ СПЛАВА ВТ6
А.И. Алимов, С.А. Евсюков, И.Е. Семенов
Приводятся данные по определению численных значений фактора трения, необходимые при математическом моделировании процессов пластического формоизменения титановых сплавов.
Ключевые слова: фактор трения, микроструктура, титановые сплавы
Одним из основных методов производства деталей из титановых сплавов является обработка давлением. Это связано с тем, что для многих титановых сплавов (в частности, для сплава ВТ6) пластическая деформация является не только способом формоизменения, но и средством получения требуемой микроструктуры в отличие от большинства сталей и алюминиевых сплавов, в которых требуемую микроструктуру можно получить термической обработкой.
Выбор правильных режимов деформации и термообработки для титановых сплавов особенно важен, так как их механические свойства очень сильно зависят от типа и параметров микроструктуры. При неправильном выборе режима деформации в титановых сплавах могут произойти необратимые микроструктурные изменения, которые нельзя будет исправить термической обработкой.
Низкая теплопроводность титановых сплавов являются причиной локализации повышенной температуры при деформации и формирования неоднородной структуры. При этом в зонах интенсивной деформации за счет теплового эффекта деформации температура металла может значительно превышать температуру фазового превращения сплава. Указанные факторы приводят к неоднородности получаемой микроструктуры в объеме поковок из титановых сплавов, что, в свою очередь, приводит к нестабильности получаемых механических свойств [1,2].
Распределение накопленной деформации, температуры, а также микроструктуры по объему деформируемой заготовки можно определить посредством математического моделирования пластического течения [3], в частности, в программном комплексе QForm. Однако при этом необходимо иметь точные значения технологических и реологических параметров, в частности, фактора трения между титановой заготовкой и инструментом. Отметим, что задание трения существенно влияет на численные результаты моделирования [4].
Для определения фактора трения использовался метод осадки кольца, предложенный Мейлом и Кокрофтом [5,6].
Метод осадки кольцевого образца заключается в сжатии образца кольцевой формы плоскими бойками. Изменение внутреннего диаметра при заданной степени деформации определяется фактором трения между поверхностью заготовки и инструмента. Если фактор трения равен нулю, кольцо будет деформироваться без искажения формы, и радиальная скорость каждой точки кольца будет пропорциональна расстоянию от оси. При наличии трения будет наблюдаться искажение внутренней и наружной боковой поверхности кольца. С увеличением сил трения металлу для течения наружу от оси необходимо затрачивать значительную энергию, поэтому часть будет течь внутрь. Соответственно, чем больше будут силы трения, тем меньше внутренний диаметр кольца.
Для определения фактора трения обычно сравнивают внутренний диаметр деформированного на 50 % кольца с эталоном, полученным тем или иным образом. Широкое применение нашли номограммы для различных соотношений начальных размеров колец. Существующие номограммы для определения фактора трения строились методом верхней оценки или методом линий скольжения [7]. Так как при решении данными методами принимают множество допущений (например, не учитывают искажение формы цилиндра), то точность определения фактора трения невысока. Более точно определить фактор трения можно при помощи инверсного анализа, который заключается в варьировании фактором трения при расчете задачи каким-либо теоретическим методом до тех пор, пока геометрические размеры (или другие параметры) не совпадут с полученными экспериментально. Чем адекватнее будет теоретический расчет, тем более точное значение фактора трения может быть получено. В настоящее время широко применяется метод конечных элементов, который позволяет учитывать нелинейный характер зависимости сопротивления деформации от температуры, деформации и скорости деформации, тепловой эффект деформации, неоднородность деформации и т.д. Блок-схема алгоритма определения фактора трения представлена на рис. 1.
Перед испытанием торцы образцов и бойков обезжиривались (образцы 1, 2), либо на них наносился слой смазочного вещества в виде порошка: пластинчатого графита (образцы 3, 4) или дисульфида вольфрама (образцы 5, 6). Внешний вид кольцевого образца перед испытанием представлен на рис. 2.
Нагрев осуществлялся до 920 °С со скоростью нагрева 60 °С в минуту. После выдержки в 10 минут осуществлялось деформирование в изотермических условиях со скоростью 5 мм в минуту до конечной высоты 2 мм. Внешний вид образцов после деформации представлен на рис. 3.
Экспериментальные и расчетные размеры образцовиз сплава ВТ6, а также полученные в результате инверсного анализа значения фактора трения представлены в табл. 1. Был определен средний фактор трения при использовании разных смазок, который представлен в табл. 2.
Моделирование
Расчетная геометрия
Измеренная геометрия
Рис. 1. Блок-схема алгоритма определения фактора трения
Рис. 2. Внешний вид кольцевых образцов до деформации
Рис. 3. Внешний вид кольцевых образцов после деформации
Также была построена теоретическая зависимость изменения внутреннего диаметра кольца от заданного фактора трения. Для удобства использования была рассчитана обратная зависимость (рис.4) и аппроксимирована при помощи метода наименьших квадратов следующей функцией:
т = е-0,02471(А^+59,832) _ 0,08. (!)
Таблица 1
Экспериментальные и расчетные размеры образцов
из сплава ВТ6
№ Смазка Н0, мм do, мм 00, мм Нк, мм dк, мм Ок, мм т dр, мм Ор, мм ^р, % АБр, %
1 - 4,02 6,00 12,44 2,38 3,60 14,83 1,00 3,62 14,96 -0,56 -0,88
2 3,42 6,00 12,45 1,92 3,10 15,18 0,96 3,11 15,21 -0,32 -0,20
3 Графит 3,83 6,10 12,27 2,19 3,80 14,78 0,78 3,77 14,88 0,79 -0,67
4 3,82 6,00 12,45 2,14 3,63 15,20 0,81 3,59 15,27 1,10 -0,46
5 WS2 3,99 6,00 12,20 2,35 3,92 14,60 0,80 3,98 14,66 -1,53 -0,41
6 3,57 6,00 12,26 1,98 3,58 14,88 0,76 3,64 15,04 -1,68 -1,08
Таблица 2
Фактор трения при обработке давлением сплава ВТ6
Смазка Фактор трения
Без смазки 0,98
Графит 0,80
WS2 0,78
Как видно из графиков, значение фактора трения существенно влияет на конечные размеры заготовки.
к
<и
а о
£
ев ©
10.9" 0.8" 0.7" 0.6" 0.5" 0.4" 0.3" 0.20.1 0
Расчет
Аппроксимация
Изменение d, %
Рис. 4. График зависимости фактора трения от относительного изменения внутреннего диаметра при осадке кольцевого образца
145
Выводы. Конечные размеры поковок, определяемые в процессе математического моделирования, существенно зависят от задаваемого значения фактора трения. Полученные в работе значения фактора трения для титанового сплава ВТ6 при различных смазках позволяют проводить математическое моделирование с приемлемой для практики точностью в пределах 2 %.
Список литературы
1. Воронежский Е.В., Евсюков С.А., Алимов А.И. Исследование влияния режимов деформации на формирование структуры и свойств поковок из сплава ВТ3-1 // Труды НПО Энергомаш им. академика В.П. Глушко. 2011. № 28. С. 229 - 239.
2. Воронежский Е.В., Евсюков С.А., Алимов А.И. Влияние термомеханической обработки на свойства титановых штамповок // Заготовительные производства в машиностроении. 2012. №1. С. 17 - 20.
3. Алимов А.И., Воронежский Е.В. Математическое моделирование эволюции микроструктуры поковки в процессе термомеханической обработки // Наука и образование: электронное научно-техническое издание. 2011. Вып. 8.
4. Алимов А.И., Власов А.В., Евсюков С.А. Влияние трения на точность определения напряжения текучести при построении кривых упрочнения с помощью испытаний на одноосное сжатие // Обработка материалов давлением: сб. науч. трудов. Краматорск: ДГМА, 2013. № 2 (35). С. 53 - 59.
5. Male A.T. Amethodforthedeterminationofthecoefficientoffrictionof-metalsunderconditionsofbulkplasticdeformation// J. Inst. Metal. 1964. Vol. 93. P. 38-46.
6. Male A.T., Depierre V. The validity of mathematical solutions for determining friction from the ring compression test // Journal of Lubrication Technology. 1970. Vol. 92. № 3. P. 389-395.
7. Wanheim T., Bay N., Petersen A.S. A theoretically determined model for friction in metal working processes // Wear. 1974. Vol. 28. № 2. P. 251-258.
Евсюков Сергей Александрович, д-р техн. наук, проф., зав. кафедрой, MT6EVS@yandex.ru, Россия, Москва, Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана,
Семенов Иван Евгениевич, д-р техн. наук, профессор, MT6EVS@yandex. ru, Россия, Москва, Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана,
Алимов Артем Игоревич, канд. техн. наук, доц., MT6EVS@yandex./и, Россия, Москва, Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана
DETERMINA TION OF FRACTURE FACTOR A T STAMPING OF ALLOY VT6 A.I. Alimov, S.A. Evsyukov, I.E. Semenov
Data are given on the determination of the numerical values of the friction factor, which are necessary for the mathematical simulation of the processes of plastic form-forming of titanium alloys.
Key words: friction factor, microstructure, titanium alloys.
Evsyukov Sergey Aleksandrovich, doctor of technical sciences, professor, head of chair, MT 6EVS@ yandex. ru, Russia, Moscow, Moscow State Technical University,
Semenov Ivan Evgenievich, doctor of technical sciences, professor, MT6EVS@yandex. ru, Russia, Moscow, Moscow Bauman State Technical University,
Alimov Artem Igorevich, candidate of technical sciences, docent, MT6EVS@yandex. ru, Russia, Moscow, Moscow BaumanState Technical University
УДК 621.777
ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПОЛУФАБРИКАТОВ ИЗ АЛЮМИНИЕВО-СКАНДИЕВОГО
СПЛАВА
В.Н. Баранов, С.Б. Сидельников, Ю.А. Зенкин, А.И. Безруких, Р.Е. Соколов, И.Л. Константинов, Д.С. Ворошилов, И.Н. Белоконова, О.В. Якивьюк
Приведены результаты исследований механических свойств литых, деформированных и отожженных полуфабрикатов из экспериментального сплава системы А1-Mg, легированного скандием в количестве 0,10...0,14 %. Показана актуальность работ, направленных на создание таких сплавов и разработку технологий изготовления из них деформированных полуфабрикатов для нужд автомобиле- и судостроения. Приведены результаты определения прочностных и пластических свойств литых полуфабрикатов, полученных в промышленных условиях на Братском алюминиевом заводе.
Ключевые слова: алюминиевые сплавы, лигатура, скандий, магний, литье, плоские слитки, прокатка, деформированные и отожженные полуфабрикаты, механические свойства.
Комплексно легированные алюминиевые сплавы, основными легирующими элементами которых являются М^ и 8е, наряду с сохранением достоинств алюминия, обладают сочетанием удовлетворительной прочности, хорошей пластичности и литейных свойств, очень хорошей свариваемости и коррозионной стойкости [1 - 3]. Уровень прочности этих сплавов в значительной мере зависит от содержания в них основного легирующего компонента - магния.
