Научная статья на тему 'Оценка силовых режимов реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из трансверсально-изотропного материала'

Оценка силовых режимов реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из трансверсально-изотропного материала Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

CC BY
80
26
i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.
Ключевые слова
РЕВЕРСИВНАЯ ВЫТЯЖКА / АНИЗОТРОПИЯ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ / МАТРИЦА / ПУАНСОН / ДЕФОРМАЦИЯ / НАПРЯЖЕНИЕ

Аннотация научной статьи по механике и машиностроению, автор научной работы — Поликарпов Е. Ю.

Приведены результаты теоретических исследований силовых режимов реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из трансверсально-изотропного материала.

i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.

Похожие темы научных работ по механике и машиностроению , автор научной работы — Поликарпов Е. Ю.

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.
i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.

Текст научной работы на тему «Оценка силовых режимов реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из трансверсально-изотропного материала»

УДК 621.983; 539.374

Е.Ю. Поликарпов, канд. техн. наук, соискатель (4872) 35-14-82, mpf-tula@rambler.ru (Россия, Тула, ТулГУ)

ОЦЕНКА СИЛОВЫХ РЕЖИМОВ РЕВЕРСИВНОЙ ВЫТЯЖКИ ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ ДЕТАЛЕЙ С ФЛАНЦЕМ ИЗ ТРАНСВЕРСАЛЬНО-ИЗОТРОПНОГО МАТЕРИАЛА

Приведены результаты теоретических исследований силовых режимов реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из транс версалъно-изотропного материала.

Ключевые слова: реверсивная вытяжка, анизотропия механических свойств, матрица, пуансон, деформация, напряжение.

Операция реверсивной вытяжки обычно осуществляется на матрицах с радиальным профилем [1, 2].

Рассмотрим процесс реверсивной осесимметричной

детали с фланцем с коэффициентом вытяжки ~гп / .

Схема процесса реверсивной вытяжки, соответствующа установившейся стадии процесса, приведена на рис. 1.

Рассмотрим распределение напряжений и деформаций в заготовке при реверсивной вытяжке осесимметричных де-таей с фланцем. Очаг пластической деформации состоит из шести участков.

Участок 1 расположен на плоскости матрицы и ограничен краем заготовки с текущей координатой Я с одной стороны и постоянной координатой тгрі, точкой сопряжения плоского и криволинейного участков

матрицы; участок 2 охватывает кромку матрицы и ограничен координатами Грі и гп_і; участок 3 - цилиндрический участок; участок 4 охватывает

кромку матрицы и ограничен координатами гп_ и р2; участок 5 расположен на плоскости матрицы и ограничен координатами Гр2 и грз; уча-

Рис. 1. Схема реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем

сток 6 расположен на тороидальной поверхности матрицы и ограничен координатами тгрз и гп.

Принимается, что напряженное состояние плоское, материал заготовки несжимаемый, трансверсально-изотропный, подчиняющийся условию пластичности Мизеса - Хилла и ассоциированному закону пластического течения [3]. Допускаем, что толщина стенки исходного полуфабриката постоянна по всей его высоте.

Меридиональные аг и окружные ад напряжения на участке 1 очага пластической деформации определяем путм численного решения приближенного уравнения равновесия

йа Л тйъ''

г—- + аг йг

1 +

sdг

а0 = 0

(1)

2 2 2 /о\

а- +а0 ~^~;;аг а0 =аs (2)

V У

совместно с условием пластичности

2 Я 2

-----г- ------^

1+ Я

при граничном условии, учитывающем влияние сипы прижима на кромке матрицы:

_Д2_ пЯ^ я

где Як - радиус края заготовки; Q - сипа прижима; Q = л(Я^

ц - давление прижима, которое назначается в соответствии с рекомендациями, приеденными в работе [4]; д - коэффициент трения на контактной поверхности заготовки и рабочего инструмента; Я - коэффициент нормальной анизотропии; - величина сопротивления материала пластиче-

скому деформированию; яо - толщина краевой части заготовки. Остальные величины показаны на рис. 1.

Рассмотрим кинематическое и деформированное состояния материла на этом участке. Скорости деформации в меридиональном 4Г, тангенциальном Е,0 направлениях и по толщине 4, определяются по выражениям

4 =^ 40 = ^ 4, =

ф ; г; я, (4)

где Уг - меридиональная скорость течения.

Используя уравнение несжимаемости 4г + 4 0 + 4, =0 и уравнения связи скоростей деформаций и напряжений, найдем [3]

й¥г ¥г (л л г = аг +а0

I1+ я 1 = -

йг г • а0(1 + Я)-Яаг

(5)

Уравнение для определения изменения толщины заготовки запишется как

йя йг _ .

— = — / • (6)

я г

Принимая во внимание выражение (6), получим уравнение равновесие (1) в виде

гйГГ- + +5г I1 + /)г0 =0 йг • (7)

Интегрирование этого уравнения выполняем численно методом конечных разностей от краевой части заготовки, где известны все входящие в

уравнение величины. Величина окружного напряжения +0 вычисляется из условия пластичности (2). При анализе процесса вытяжки без прижима в

граничном условии (3) необходимо положить Q _ 0 .

Меридиональные гг и окружные +0 напряжения на участке 2 очага пластической деформации определяются путем решения приближенного уравнения равновесия

йгг Л йя г Л

г—г +гг йг

1+

ч я йг у

ИГ Л А

-+0 йф=0

йг • (8) Совместно с условием пластичности (2) при граничном условии, учитывающем влияние изгиба заготовки на кромке матрицы:

я

при г = ггр1, +г = +г (ггр1) + (ггр1) . и, ,

4 Япр

(9)

Я-л

где ЯПр = Япр + 0,5я; 1 - радиус закругления прижима; гг(гр)

и Г(рх) - меридиональное напряжение и сопротивление материала пластическому деформированию, вычисленные при г = г2р1.

Принимая во внимание соотношения (8), уравнение равновесия может быть записано так:

гйг + г (^у)-0аФ = ° аг аг . (10)

На участке 3 очага деформации меридиональное напряжение +г определяется следующим образом:

я

+г = +г (гп-1~) + (гп-1) л ТУ

4 Я», (11)

а величина окружного напряжения +0 находятся из условия пластичности (2).

Для вычисления меридионального ar и окружного ад напряжений

на участке 4 решаем уравнение равновесия (10) совместно с условием пластичности (2) при граничном условии

s

при Г = г„_ь а = а (r„_i) + а (rn_)4Rj, (12)

где Rj = Rj + 0,5s; ar (rn_) и as(rn_) - меридиональное напряжение и сопротивление материала пластическому деформированию, вычисленные при r = rn_.

Интегрирование уравнения равновесия (7) совместно с условием пластичности (2) при граничном услови

s

при r = raб2, ar = ar (rad2) + as (rddl)^^ (13)

4 Rj

позволяет определить распределение напряжений на участке 5, где ar (jaffl) и as(Оя) - величины меридионального напряжения и сопротивления материала пластическому деформированию, вычисленные при

r = rdd2.

Меридиональные ar и окружные ад напряжения на участке 6 очага пластической деформации определяются путем решения приближенного уравнения равновесия (10) совместно с условием пластичности (2) при граничном условии, учитывающем влияние изгиба заготовки на кромке матрицы:

s

пи r = аз, а = а (аз) + са (ra^)——, (14)

4 Rj

где Rj = Rj + 0,5s; ar (аз) и as(аз) - меридиональное напряжение и

сопротивление материма пластическому деформированию, вычисленные при r = аз.

Максимаьное значение меридионального напряжения при r = rn:

s

ar max ~ar (rn) +as (rn) " , (15)

4Rj

где ar (rn) и as (rn) - меридиональное напряжение и сопротивление материла пластическому деформированию, вычисленные при r = rn .

Сила процесса находится по формуле

р = 2 %rnsar max |r =r • (16)

' 'n

Рассмотрим деформированное состояние заготовки. Величина приращения окружной деформации

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

1з2

7 йг

й8д =---,

Г

где г — координата рассматриваемого сечения очага деформации.

Приращения меридиональных деформаций й8Г и деформаций по

толщине заготовки йц7 могут быть определены с учетом ассоциированного закона пластического течения [3] следующим образом:

йц7 = -йед—°Г + Сд-; йцГ =-(йвд + йц7).

7 дад(1 + Я)-Яаг Г

Величина приращения интенсивности деформации й8/ определяется по формуле [3]

йщ = 1 ^Я(й8г -йц)2+[йц(1+Я)+ Яй8]2 +

+ [йц(1 + Я)+Яйед]2 }1/2, (17)

а интенсивность деформации 8/ - по выражению

г

8/ = | й8/ .

Як

Для учета упрочнения материма воспользуемся зависимостью

С =^0,2 +-4(8/)п, (18)

где Со 2 — условный предел текучести; А и п — характеристики кривой

упрочнения материала.

Изменение толщины заготовки в процессе реверсивной вытяжки осесимметричных деталей оценивалось по соотношению

1п^- = — Ср+СТд----------йГ. (19)

*0 як СРЯ -Сд(1 + Я) Г Положение внешнего края Як в процессе деформации вычисляется

из условия постояства объема заготовки в зависимости от перемещения пуансона с учетом изменения толщины заготовки.

Силовые режимы операции реверсивной вытяжки исследовались в зависимости от коэффициента вытяжки , радиуса закругления матрицы

Ям , условий трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки д и величины давления прижима д для алюминиевого АМг6 и титанового ПТ-3Вкт сплавов, механические свойства которых были следующие [3]: алюминиевый сплав АМг6 — Со 2 =195,7 МПа; А = 277,24 МПа;

п = 0,256; Я =0,6 ; титановый сплав ПТ-3Вкт— с 2 =600,8 МПа; А = 502,44 МПа; п = 0,559; Я = 2.

Расчеты выполнены при гп = 950 мм; £0 = 3,5 мм в следующих диапазонах изменения технологических параметров процесса: т^ =0,6...0,9; Я/ =2...20; д=0,01...0,3; д =0...6 МПа; Ям =ямАо-

Выбор оборудования зависит от диаграммы процесса реверсивной вытяжки «сила - пут». Така диаграмма может быть построена по приведенным выше соотношениям. Графические зависимости изменения относительной величины силы Р =РI(2%п0^0,2) процесса реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем из алюминиевого АМг6 и титанового ПТ-3Вкт сплавов от относительной величины перемещения пуансона к} = к / к} при фиксированных значениях коэффициента вытяжки т$ и коэффициента трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки д приедены на рис. 2, где к} - полный ход пуансона;

0

3,5 мм Я

/

Ягд

50 мм; д = 5 МПа.

1.2

1.0

0.8

*

0.6

^0.4

0.2

0.0

0.2

0.4

кп-

а

0.6

тг1 = 3,6

ш ^ = 0.7

--■*С

и/ 11 '-/-0,8

0.8

б

Рис. 2. Графические зависимости изменения Р от к} : а - титановый сплав ПТ-3Вкт (д = 0,05); б - алюминиевый сплав АМг6 (т^ = 0,844)

Анализ графических зависимостей и результатов расчетов показал, что графические зависимости изменения относительной величины силы Р процесса реверсивной вытяжки осесимметричных деталей с фланцем от относительной величины перемещения пуансона к} нося сложный характер. Показано, что с уменьшением коэффициента вытяжки т^ и увеличением коэффициента трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки д величина Р возрастает. Так, уменьшение коэффициента вытяжки с 0,8 до 0,6 сопровождается ростом Р в 2 раза. Рост коэффициента трения на контактных границах рабочего инструмента

и заготовки д с 0,1 до 0,3 сопровождается увеличением максимальной величины накопленных микроповреждений в 1,75 рла.

На рис. 3 приведены зависимости изменения относительных максимальных величин сил Р от радиуса закругления матрицы Я/ , коэффициента трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки д и относительной величины давления прижима ц = ц / о 2 дя аюминие-

вого АМг6 сплава (=3,5 мм; Я/ = 50 мм). Следует заметить, что при реверсивной вытяжке относительные величины силы Р и радиаьного напряжения Ор на выходе из очага пластической деформации равны: Р = ог

( ог =аг / °о 2)-

1 ?

1 о

Р.

0.5

0.0

0.6 0.65

тй

а

Р

0.7 0.6 0.5 0.4 .0.3 0.2 0 1

0

0.005

ц=0,3 ц=0,2

и=ол.

0.75 0.8 0.85

"^ = 0,6 «^ = 0,7

"^=0,8

0 015

(1

0.025

0.035

0.045

1 5

1 0

0.5

0 0

»^=0,6 \ ,"^=0,7 \ 4

«^=0.8

0.05

0 1

0 15

б

0.2

0.25

Рис. 3. Графические зависимости изменения Р от т^ (а), д (б) и ц (в) для алюминиевого сплава АМг6:

а - ц = 5 МП; б- ц = 5 МПа; в- д=0,05

в

Анаиз графически зависимостей показывает, что относительная величина силы процесса Р с уменьшением коэффициента вытяжки т^, радиусов закругления прижима и матрицы Ям , ростом коэффициента трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки д и относительной величины давления прижима ц возрастает.

Работа выполнена по гранту РФФИ №07-01-96409.

Список литера туры!

1. Попов Е.А. Основы теории листовой штамповки. М. : Машиностроение, 1968. 283 с.

iНе можете найти то, что вам нужно? Попробуйте сервис подбора литературы.

2. Мельников Э.Л. Холодная штамповка днищ. 2-е изд., пераб. и доп. М. : Машиностроение, 1986. 192 с.

3. Яковлев С.П., Яковлев С.С., Андрейченко В.А. Обработка давлением анизотропных материалов. Кишинёв : Квант. 1997. 331 с.

4. Романовский В.П. Справочник по холодной штамповке. Л. : Машиностроение, 1979. 520 с.

E. Polikarpov

Estimation of the power circumstances of reverse drawing processing of axisymmetric details with flange from transverse-isotropic materials

The results of theoretical investigations of the power circumstances of reverse drawing processing of axisymmetric details with flange from transverse-isotropic materials.

Получено 19.01.09

УДК 621.983:939.974

A.А. Пасынков, асп. (4872) 35-14-82, шр1~-1;и1а@,гашЬ1ег-Щ (Росси, Тула, ТулГУ),

B.Н. Чуди, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, шр1~-1;и1а@,гашЬ1ег-Щ (Росси, Москва, РГТУ путей сообщения)

ФОРМООБРАЗОВАНИЕ С НАГРЕВОМ ЗАКОНЦОВОК ТРУБОПРОВОДОВ

На основе энергетического метода расчета предложены соотношения для оценки силовых я деформационных режимов раздачи я высадки законцовок с нагревом. Материал заготовки принят вязкопластичным.

Ключевые слова: напряжение, деформация, формообразование, изотеемиче-ское деформирование, раздача.

Двигательные установки ракетно-космической технии имеют сложную систему трубопроводов, соедиенных законцовками - расширенными утолщени1ми крами труб - под автоматическую сварку. Законцов-ки формообразуют давлением, что связано с операциями радачи и высадки. Технологическую сложность вызывает формообраование законцовок на тонкостенных трубах из высокопрочна титановых и аюминиевых сплавов. В эти случах радачу и высадку проводят с индукционным нагревом заготовок последовательно на одной позици обработки. При этом материал проявляет вязкие свойства, т.к. существенна зависимость от ско-

i Надоели баннеры? Вы всегда можете отключить рекламу.