Расчет предельной глубины выдавливания в заготовках из дисперсно-упрочненной меди Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.791.753.0

А. И. Хабибуллин, Г. Ф. Ловшенко, д-р техн. наук, доц.,

Ф. Г. Ловшенко, д-р техн. наук, проф.

РАСЧЕТ ПРЕДЕЛЬНОЙ ГЛУБИНЫ ВЫДАВЛИВАНИЯ В ЗАГОТОВКАХ ИЗ ДИСПЕРСНО-УПРОЧНЕННОЙ МЕДИ

Рассмотрены особенности процесса обратного выдавливания экструдированных заготовок, изготовленных из дисперсно-упрочненной меди. Для определения предельной глубины выдавливания использовалась методика, разработанная А. М. Дмитриевым и А. Л. Воронцовым, которая показала высокую качественную и количественную сходимость расчетных и экспериментальных данных и позволила воспроизвести реальные закономерности процесса выдавливания и принять обоснованные решения по выбору штамповочных переходов и прессового оборудования.

Введение

Для крупносерийного и массового производства особое значение имеет способность материала подвергаться обработке давлением. Известно, что по сравнению с обработкой резанием применение этого метода позволяет примерно в 2 раза сократить расход материала, на порядок повысить производительность, улучшить эксплуатационные свойства изделия и значительно снизить себестоимость.

При разработке технологического процесса обработки давлением композиционного материала необходимо определить схему технологического процесса и режимы для каждой операции: температуру начала и конца деформации, степень и скорость деформации, необходимые для деформирования усилия и оборудование.

При оценке предельных деформационных возможностей новых металлических материалов в конкретных процессах обработки металла давлением (ОМД) в [1, 2] предлагают следующую схему оценки пластичности материалов:

- произвести качественную оценку пластичности исследуемого материала в рабочем интервале температур по результатам простых или технологических испытаний на пластичность;

- по результатам этих испытаний определить возможность подвергать его обработке давлением;

95

- при необходимости, путем приближенного моделирования конкретного процесса ОМД определить участок начала разрушения в очаге деформации, факторы, влияющие на него и пределы их значимости;

- непосредственным моделированием заданного процесса ОМД, соблюдая условия подобия по факторам, оказывающим влияние на пластичность и расположение опасной зоны, определить предельные по пластичности режимы деформации.

Наиболее сложной операцией механической обработки изделий из дисперсно-упрочненной меди является получение в заготовках глубоких глухих и сквозных отверстий. Вследствие этого разработка процесса прошивки отверстий в заготовках из дисперсно-упрочненных композиционных материалов (ДУКМ) при изготовлении рабочих каналов токоподводящих наконечников, а также водоохлаждающих каналов электродов контактной точечной сварки является насущной потребностью.

На практике в расчетах степени деформации при выдавливании полых цилиндрических изделий обычно используют формулу, представляющую собой отношение начальной площади поперечного сечения к конечной [5]. Однако указанная формула предполагает мгновенное получение накопленной

деформации уже с момента начала выдавливания и неизменное значение накопленной деформации по ходу выдавливания, что является грубым упрощением. Исследования по выдавливанию полых изделий [3-5] приводят к выводу, что поле деформаций не стационарно по всей пластической области. В каждой точке зоны нестационарного поля деформации по мере внедрения пуансона продолжают возрастать, что подтверждается непрерывным ростом твердости в этой зоне.

Методика, разработанная А. М. Дмитриевым и А. Л. Воронцовым [3-5], позволяет принять обоснованные решения по выбору штамповочных переходов, прессового оборудования и обеспечения прочности штампового инструмента для выдавливания. Использование соотношений теории конечных деформаций позволяет теоретически определять накопленные деформации и распределение механических характеристик в полых изделиях, получаемых обратным выдавливанием.

Целью данного исследования являлось установление предельной глубины выдавливания отверстий в заготовках, полученных экструдированием дисперсно-упрочненной меди.

Методика исследования

Для определения коэффициента трения ц1 при обратном выдавливании, необходимого для расчетов высоты очага пластической деформации И, использовался метод, предложенный С. И. Губкиным.

Определение фактора трения ц1 производилось для двух этапов выдавливания - начального и конечного. В качестве материала для пуансона применялась сталь Р6М5, твердость -63...65 НЯС, шероховатость поверхностей рабочей части пуансона - Яа 0,63.

Для изготовления матрицы применялась сталь 5ХНМ, твердость - 41.44 НЯС, шероховатость поверхности канала матрицы - Яа 0,08, конусность - 00 40'.

При определении фактора трения

для начального этапа выдавливания заготовки из дисперсно-упрочненной меди нагревались до температуры начала обработки давлением 800 0С, матрица и пуансон - до 400 0С. Рабочая поверхность пуансона перед началом деформирования смазывалась маслом «Литол-24».

Для установления фактора трения на конечном этапе выдавливания заготовки имели температуру конца обработки давлением 700 0С, а для моделирования состояния смазки на поверхностях пуансона непосредственно перед испытанием производилось выдавливание отверстия заданной глубины в соответствующем изделии из исследуемого материала. Для предотвращения окисления поверхности заготовки, в данном случае, подвергались нагреву в среде аргона.

Фактор трения ц между заготовкой и матрицей определялся по методу И. Я. Тарновского осадкой клиновидного образца [6]. На боковой грани клиновидного образца длиной 100 мм наносились вертикальные риски с интервалом 2 мм.

После осадки образца между наклонными плитами все риски искривляются согласно рис. 1, за исключением одной. Вертикальная риска соответствует расположению нейтрального сечения, в котором отсутствует относительное скольжение металла образца по плитам.

Материал для изготовления плит -сталь 5ХНМ, твердость - 41.44 НЯС, шероховатость рабочих поверхностей -Яа 0,08, температура нагрева плит -400 0С.

При определении фактора трения ц для начального этапа выдавливания клиновидный образец из дисперсно-упрочненной меди нагревался до температуры начала обработки давлением 800 0С. Рабочая поверхность плит перед началом деформирования смазывалась маслом «Литол-24».

При установлении фактора трения для конечного этапа выдавливания об-

разец имел температуру конца обработки давлением 700 0С, а для моделирования состояния смазки на поверхностях плит непосредственно перед испытанием предварительно производилась осадка образца из исследуемого мате-

риала, нагретого до 800 0С. После предварительной осадки свежая смазка не наносилась. Для предотвращения окисления поверхности клиновидный образец подвергался нагреву в среде аргона.

Результаты исследования и их обсуждение

Для случая с высотой очага пластической деформации меньше толщины дна выдавливаемого изделия расчет предельной глубины выдавливаемой полости за один переход состоит из следующих пунктов.

1. Определяется высота очага пластической деформации Ъ. При отсутствии деформационного упрочнения (что является важной технологической особенностью ДУКМ) высота Ъ определяется по формуле [5, с. 11]

Ъ 1{Г- -1)0,5 +),) ,

V 2 (1 + 2^Я )

где и - фактор трения (коэффициент трения по напряжению текучести) между заготовкой и матрицей; /л1 - фактор трения между заготовкой и пуансоном.

В результате испытаний было установлено: для начального этапа выдавливания фактор трения имеет значения 0,2б.. .0,28, для конечного - 0,29.0,30.

Фактор трения /л между заготовкой и матрицей определялся после осадки образца между наклонными плитами, по расположению вертикальной риски. Расположение нейтрального сечения зависит от фактора трения и угла клина. Согласно рис. 2 в зоне I на клиновидный образец действуют нормальная сила N' и сила трения Т', а в зоне II - N" и Т".

Так как образец как целое не перемещается, все силы находятся в равновесии и сумма проекций всех сил на горизонтальную ось равна нулю или

2Nx' + 2Nx” + 2Тх” = 2Тх', (2)

где

NX= N' sin—; N'' = N" sin—; x 2 x 2

ГГ!Г ГГ! Г а ГТіП ГТіП а

Т= Т сое—; Т = Т соб-

2

2

(3)

х' + х" = а(х' - х") .

При отсутствии прилипания Т' = ” и Т" = ”. Нормальные силы

можно выразить через удельные давления и поверхности соприкосновения: N = р'Ъх и Ы" = р"Ъх”. Подставив в выражение (3) значения нормальных сил и сил трения, приняв удельные давления в зонах I и II равными между собой и произведя сокращения на р и Ъ, получаем

БІП — (х ' + х ")+ /х"соб— = /х' соб —, (4) 2 2 2

или

Отсюда

(5)

(6)

Фактор трения находится по выражению (6) после подстановки значений угла а и расстояний х ' и х ".

В результате испытаний было установлено: для начального этапа выдавливания фактор трения л имеет значения 0,27.0,29, для конечного - 0,29.0,31. При наличии застойной зоны под торцом плоского пуансона при Я = 1,6 принимается ц1 = 0,5 независимо от значений ц [5], что свойственно рассматриваемому случаю.

После определения факторов трения рассчитывалась высота очага пластической деформации Ъ:

Ъ = (2 -1)0,5 + ъ) =

V 2(1 + 2уЯ )

1,62 -1|( 0,5 + 0,5]

2(1 + 2 • 0,3 • 1,6]

= 0,63.

(7)

3. Вычисляется рабочий ход £СТ, при котором поле деформаций в районе, примыкающем к стенке матрицы (рис. 3, зоны 1а и 1 б), становится стационарным:

0,63

0,64

= А 1П(1 + ¥) =

¥

• 1п(1 + 0,64) = 0,49.

(9)

2. Определяется величина обжатия заготовки:

¥ =

1

1

Я2 -1

1,62 -1

■ = 0,64.

(8)

Далее принимаем, что с увеличением рабочего хода £ > £СТ деформация в точке А перестает расти.

4. Определяется величина накопленной деформации в точке А (эта ве-

личина постоянна во всей зоне 1 а):

£ 0 25

е.Л = 1,155• ш— = 1,15 • 0,64-^ = 0,56. (10) А Ъ 0,32

5. Рассчитывается средняя величина накопленной деформации на линии АБ по формуле [5]

где z1 - координата границы между зонами 1а и 1б (при £ > £СТ, z1 = 0).

6. Устанавливается, какой вариант течения материала будет присутствовать под торцом пуансона, т. е. в области 2, т. к. это определяет форму эпюр накопленных деформаций в этой области. При существовании застойной зоны под торцом пуансона эпюра е. имеет вид кривой 1, показанной на рис. 3; при отсутствии застойной зоны - описывается кривой 2; при промежуточном случае затрудненного течения металла вблизи торца пуансона - кривой 3.

II

Рис. 3. Схема распределения деформаций на различных участках оснастки при обратном выдавливании

Исходя из исследований процесса образования застойной зоны можно сделать вывод [5, с. 12]: при Я < 1,15 застойная зона отсутствует, при

1,15 < Я < 1,25 будет затрудненное течение, при Я > 1,25 будет застойная зона. Таким образом, при Я = 1,6 в процессе выдавливания образуется застойная зона и фактор трения /л1 = 0,5. В этом случае величина накопленной деформации на поверхности контакта с торцом пуансона равна нулю [5]:

ег-0 = 0. (12)

7. Определяется величина накопленной деформации на границе между зонами 2а и 2б (см. рис. 3, точка К):

е.к = 2 •1п(1 + т1 (13)

где т = £/Ъ.

8. Для оценки возможности образования трещин в процессе выдавливания определяется максимальная накопленная деформация на линии АС (см. рис. 3). Максимальная деформация будет находиться в точке В, расположенной недалеко от кромки пуансона (на рис. 3 она

изображена справа от пуансона на линии СА). Расположение этой точки зависит от рабочего хода пуансона и для определения накопленной деформации в этой зоне необходимо производить сложные вычисления, поэтому для упрощения вычислений можно принять, что максимальная накопленная деформация будет находиться в точке С и определить ее по приближенной формуле

е.С = е.А + 0,5 • (ею + ек )' (14)

Согласно [7] основными параметрами, необходимыми для определения предельного формоизменения заготовки, являются величины накопленной деформации е. и относительного гидростатического давления а, отнесенного к напряжению текучести о8. Так как ввиду не-стационарности процесса выдавливания использование интегрального условия разрушения В. Л. Колмогорова требует сложных методов вычисления, в [5] предлагается более простая методика. В процессе обратного выдавливания наиболее опасные зоны находятся в точках А и С, т. к. они расположены на верхней границе очага пластической деформации и величина гидростатического давления в них незначительна, а накопленные деформации велики. Согласно [5, с. 16] по теории пластического течения величины относительного гидростатического давления в этих точках определяются выражениями:

сА =-0,367 -

0,333д

тр

С

(15)

сС =сА -1,1 • 1п Я,

тр

относительная сила трения,

действующая при выдавливании материала при температуре 700 0С; а, - напряжение текучести исследуемого материала при температуре 700 0С,

а, = 100 МПа.

Максимальное значение силы трения определяется по формуле [5]

Чтр = 1,1 •С

= 1,1 • 100 •-

Л- Я 1 + л- Я 0,30 -1,6

1 + 0,30 • 1,6

= 35,6. (16)

Для исследуемого материала

сА =-0,367 -

0,333 • 35,6 100

= -0,485;

сС =-0,485 -1,1- 1п 1,6 = -1,00. (17)

9. По диаграмме пластичности материала, полученной для температуры, при которой производится выдавливание, определяются значения относительного гидростатического давления в опасных точках и находятся величины предельно допустимых деформаций. Диаграммой пластичности называют графическое изображение зависимости предельной деформации ер (после достижения которой начинается разрушение) от величины относительного гидростатического давления (а/а,). Диаграмма пластичности дисперсно-упрочненной

меди описывается формулой

ер = ехр(- 2,6-с)/4 + 0,085. (18)

Согласно данным, приведенным в [7, с. 549], относительное гидростатическое давление в случае одноосного растяжения равно 0,58, при одноосном сжатии (-0,58), при кручении - 0 (т. к. реализуется чистый сдвиг, нормальное напряжение отсутствует).

Предельная деформация при одноосном растяжении определяется из выражения [7, с. 568]

(

е р = 1,73 • 1п

100

Л

100 - у

= 1,73 • 1п

100

ч 100 - 4,65 у

= 0,085, (19)

где у - относительное сужение поперечного сечения при растяжении образца при температуре 700 0С, у = 4,65 %.

Предельная деформация при одноосном сжатии при температуре 700 0С

определяется из выражения [7, с. 568]

еР=23- 1п-

V ё0 у

= ^3 • 1п[|01 = 1Л

(20)

где ё0 - диаметр образца перед осадкой, ё0 = 20 мм; ё - диаметр образца после осадки, ё = 30 мм.

Предельная деформация при кручении цилиндрического образца диаметром 16 мм при температуре 700 0С определяется из выражения [7, с. 561]

ер = tgv = tg150 = 0,26. (21)

700 С представлена на рис. 4. По диаграмме пластичности для найденных величин относительного давления аА = -0,485 и аС = -1,00 определяются величины предельных накопленных деформаций в точках А и С, т. е. деформаций, при которых возможно разрушение:

ерА = 1,15; ерс = 3,45. (22)

10. Определяется рабочий ход пуансона £, при котором величина накопленной деформации в опасной зоне равна критической. Найденное значение £ позволяет найти предельную глубину выдавливаемой полости за один переход по формуле

Диаграмма пластичности исследуемого материала при температуре

Ъ Я2 £

Ър = —2— £.

р Я2 -1

(23)

-1 -0,9 -0,8 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

с

с

с

-----------

С

Рис. 4. Диаграмма пластичности дисперсно-упрочненной меди при температуре 700 0С:

- относительное гидростатическое давление

е

Так как согласно пункту 3 рабочий ход, при котором поле деформаций в районе, примыкающем к стенке матрицы, становится стационарным, равен £СТ = 0,49 и с увеличением рабочего хода

£ > £СТ деформация в точке А перестает расти, принимаем величину накопленной деформации в точке А е.А = 0,56 (пункт 4). Исходя из этого можно сделать вывод, что е.А < ерА = 1,15 и разру-

шения на наружной поверхности заготовки не произойдет.

11. Исходя из формулы для определения максимальной накопленной деформации в точке С находится значение критической величины рабочего хода £р:

ерС = е.С = е.А + 0,5 • (ею + ек ) =

= 0,56 + 0,5(0 + 2 • 1п(1 + т)) = 3,1. (24) Откуда

1п(1 + т) = 3,45 - 0,56 = 2,89;

т = 17,0. (25)

Т £

Так как т = —, то Ъ

£р = т • Ъ = 17,0 • 0,63 = 10,72. (26)

12. Рассчитывается предельная глубина выдавливаемой полости за один переход:

Я 1 62

Ър =—------£р = —-2----10,72 = 17,57, (27)

р Я2-1 р 1,62 -1

т. е. 175,7 мм.

При производстве изделий типа электродов контактной точечной сварки возникла потребность в создании штампов для выдавливания отверстий с максимальной глубиной 90 мм в дисперсно-упрочненной меди в заготовках с теми же геометрическими параметрами поперечного сечения. В процессе выдавливания отверстий указанной глубины, при отсутствии нарушений температурного режима, на наружной и внутренней поверхностях заготовок трещин не наблюдалось, деформационное упрочнение не отмечалось [8].

Высокая пластичность в условиях всестороннего неравномерного сжатия в совокупности с отсутствием деформационного упрочнения при неполной холодной штамповке объясняется механизмом межзеренного скольжения, характерным для материала с микрокристаллической структурой, находящегося в состоянии высокой степени наклепа, приобретенного на стадии механическо-

го легирования. Характерной структурной особенностью дисперсно-упрочненной меди является то, что микроструктура материала (размер и форма зерен) практически не изменяется в течение всего времени деформирования. Постоянной остается плотность дислокаций р в объеме зерен, не образуются полосы скольжения, не создаются сложные дислокационные структуры внутри зерен (диполи, петли, дислокационные стенки), не отмечается деформационное упрочнение. Это указывает на то, что не происходит пересечения дислокаций в объеме зерен и внутри зерен не работают источники Франка-Рида. Эти структурные свойства обусловлены специфическим механизмом деформации -зернограничным проскальзыванием.

Сопоставление результатов расчета накопленных деформаций, проведенных по методике А. М. Дмитриева и А. Л. Воронцова с учетом технологических особенностей дисперсно-упрочненной меди, показали высокую качественную и количественную сходимость расчетных и экспериментальных данных.

Использование этой методики [3-5, 7] с учетом особенностей исследуемого материала, позволяет воспроизвести реальные закономерности процесса выдавливания изделий из заготовок из дисперсно-упрочненной меди и дает возможность установить распределение накопленных деформаций, усилие, необходимое для выдавливания, а также технологические переходы, обеспечивающие максимальное формоизменение заготовки без образования микротрещин.

Заключение

1. Характерной особенностью дисперсно-упрочненной меди, обладающей структурой микрокристаллического типа с равномерно распределенными дисперсными частицами А1203, стабилизирующими границы зерен, является высокая пластичность наклепанного материала в условиях всестороннего неравномерного сжатия при неполной холод-

ной деформации, объясняемая межзе-ренным механизмом скольжения. Для указанных условий предельная глубина выдавливаемой полости за один переход составляет 17 диаметров пуансона.

2. Применение для расчетов предельной глубины выдавливания в заготовках из дисперсно-упрочненной меди основных положений теории пластического течения и методики расчета накопленных деформаций, предложенной А. М. Дмитриевым и А. Л. Воронцовым с учетом особенностей исследуемого материала, показало высокую качественную и количественную сходимость расчетных и экспериментальных данных и позволило воспроизвести реальные закономерности процесса выдавливания, установить распределение накопленных деформаций и допустимую степень деформации, обеспечивающую максимальное формоизменение заготовки без образования микротрещин. Проведенные расчеты позволяют принять обоснованные решения по выбору штамповочных переходов, прессового оборудования и обеспечения прочности штампового инструмента для выдавливания.

3. Проведенные расчеты позволили разработать технологический процесс обратного выдавливания глубоких полостей при изготовлении электродов для контактной точечной сварки и токоподводящих наконечников из дисперсно-упрочненной меди, повысить качество изделий, снизить на 20.30 % потери металла в стружку,

значительно повысить производительность процесса и улучшить эксплуатационные свойства изделий.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Громов, Н. П. Теория обработки металлов давлением / Н. П. Громов. - 2-е изд. -М. : Металлургия, 1978. - 360 с.

2. Смирнов, В. С. Сопротивление деформации и пластичность металлов / В. С. Смирнов, А. К. Григорьев, В. П. Пакудин. - М. : Металлургия, 1975. - 271 с.

3. Воронцов, А. Л. Анализ начальной стадии обратного выдавливания / А. Л. Воронцов // Статическая и динамическая прочность машиностроительных конструкций : межвузов. сб. науч. тр. - М., 1986. - С. 100-104.

4. Воронцов, А. Л. Деформированное состояние заготовки при обратном выдавливании / А. Л. Воронцов // Изв. вузов. Машиностроение. - 1982. - № 3. - С. 113-117.

5. Дмитриев, А. М. Определение технологических параметров выдавливания полых цилиндрических изделий : справочник / А. М. Дмитриев, А. Л. Воронцов // Инженерный журнал. - 2002. - № 2. - С. 10-17.

6. Тарновский, И. Я. Контактные напряжения при пластической деформации / И. Я. Тарновский, А. Н. Леванов, М. П. Поксеваткин. -М. : Металлургиздат, 1966. - 279 с.

7. Колмогоров, В. Л. Механика обработки металлов давлением : учебник для вузов / В. Л. Колмогоров. - М. : Металлургия, 1986. -688 с.

8. Хабибуллин, А. И. Особенности прошивки заготовок из дисперсно-упрочненного материала на основе меди / А. И. Хабибуллин, Ф. Г. Ловшенко, Г. Ф. Ловшенко // Материалы, технологии и оборудование в производстве, эксплуатации, ремонте и модернизации машин : сб. науч. тр. VI науч.-техн. конф., Н ов ополоцк, 24-26 апр. 2007 г. : в 3 т. - Ново-полоцк, 2007. - Т. 2. - С. 88-91.

Белорусско-Российский университет Материал поступил 13.10.2009

A. I. Habibullin, G. F. Lovshenko, F. G. Lovshenko Calculation of limiting depth of extrusion in blanks from dispersion-reinforced copper

Features of the process of backward extrusion of extruded blanks made of dispersion-reinforced copper are considered in the article. For definition of limiting depth of extrusion the technique developed by A. M. Dmitriev and A. L. Vorontsov was used. The given technique has shown high qualitative and quantitative convergence of calculation and test data and has allowed to reproduce real laws of the process of extrusion and to make reasoned decisions for choice of press equipment.