Технологические режимы ортогонального горячего выдавливания Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.983; 939.974

А.В. Черняев, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, mpf-tula@ramЫer.щ (Россия, Тула, ТулГУ),

С.А. Брагин, асп., (4872) 35-14-82, mpf-tula@ramЫer.щ (Россия, Тула, ТулГУ),

С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, mpf-tula@ramЫer.щ (Россия, Тула, ТулГУ)

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕЖИМЫ ОРТОГОНАЛЬНОГО ГОРЯЧЕГО ВЫДАВЛИВАНИЯ

Предложены соотношения для расчета кинематики, давления и повреждаемости материала заготовки при горячем выдавливании в ортогональных направлениях. Выполнены теоретические исследования влияния технологических параметров на давление и повреждаемость материала при ортогональном горячем выдавливании.

Ключевые слова: выдавливание, вязкость, высокопрочные материалы, давление, температура, повреждаемость.

Эффективной технологией производства сложных по геометрии элементов трубопроводов (угольники, тройники, крестовины) энергетических установок является горячее изотермическое выдавливание в ортогональных направлениях. Изотермическое выдавливание позволяет получать сложные по геометрии изделия при минимальных припусках под мехобра-ботку. Выдавливание осуществляют в разъемных матрицах на типовом прессовом оборудовании или, что более эффективно, на специализированных многоплунжерных прессах. При штамповке существенна зависимость режимов технологии и, следовательно, качества изделий от скорости, т.к. деформируемый горячий металл проявляет вязкие свойства. Кроме того, деформирование сопровождается изменениями механической сплошности материала, что определяет качество изделия. Влияние совокупности этих факторов на состояние деформируемого материала будем определять уравнением

°а = (1 -ю)р, (1)

где ое, ее, Ъ,е - соответственно эквивалентные напряжения, деформации и скорости деформаций; ю - повреждаемость материала заготовки; 0 < ю < 1; А, т, п, р - константы упрочнения материала.

Влияние деформационного и скоростного упрочнения, а также кинетика повреждаемости материала должны учитываться при проектировании технологии изотермической штамповки [1]. В дальнейшем воспользуемся верхнеграничным методом расчета применительно к жестко-блочным полям скоростей перемещений [2]. При плоской схеме деформаций справедливо энергетическое неравенство

( 1 ^ qLV0 — S )PVP^P + kVk^k • (2)

Здесь q - внешнее давление, приложенное на контуре L заготовки; (сте)p, <3k - эквивалентные напряжения на линиях разрыва скоростей Ip и контактных границах трения Ik; Vo,Vp, Vk - скорости перемещения материала

на внешнем контуре заготовки, на линиях разрыва и на границах трения соответственно; ц - коэффициент трения.

Рассмотрим выдавливание заготовки с четырьмя ортогональными отростками - крестовинами. Обработка производится на одной позиции штамповки за два этапа. На первом этапе осуществляется торцевое сжатие заготовки до контакта материала с центральными пуансонами и выдавливание его в закрытые полости боковых матриц. Рассмотрим этот этап. Здесь реализуется разрывное поле скоростей перемещений, показанное на рис. 1, а. Оно состоит из жестких блоков, разделенных линиями разрыва скоростей перемещений (показаны пунктирными линиями). Г одограф поля скоростей приведен на рис. 1, б. Кинематика поля должна быть обеспечена условием неразрывности деформаций, что выражается зависимостью (a + ai)cos(a-S) bisin(a- у) _ b sin(a + P) sin 8 sin у sin P

Отсюда определяется угол a - направление скорости V. Входящие линейные и угловые параметры заданы полем скоростей и годографом.

FlXv V2

Vv \ рТ\

a

v0

а б

Рис. 1. Схема 1-го этапа штамповки. Поле скоростей (а) и годограф (б)

Кинематика поля определяется по годографу скоростей. Скорости на линиях разрыва:

Vo sin a Vo cos a sin p

Vp)io =^~( ; (Vp)i2 =^~( -vT^ 2;

^ sin (a + pj ^ sin (a + pj sin 5

Vq sin a sin p

(Vp Л3 = -vT^ ■

^ sin (a + pjsin у

Скорость движения материала по поверхности матрицы определя-

ется так:

V3 =

_ Vo sin p sin (а-у) sin (a + p)sin у

Кинематика поля скоростей позволяет представить эквивалентные скорости деформаций, деформации и напряжения на линиях разрыва в виде

=

2Vp

V3i,

Se = S

АН

ep

Vo

(3)

‘р г 0

Здесь Vp - касательные скорости на соответствующих линиях разрыва; АН = АН - рабочий ход бокового пуансона; ‘р - длины линий разрыва, которые можно записать в виде

(1р )о1 = ; (‘р )12 = Ь^±Ь-; (‘р )13 =—.

г Бт Р соб о г Бт у

На контактных границах трения боковых матриц и пуансонов эквивалентные деформации и скорости деформаций примем по осредненной степени деформации при обратном выдавливании [3], т.е.

р Ь1 ? ¥к ~

ъвк 1 1 ’ ъвк К тт ьвк ’

Ь + Ь АН1

где Vk - контактные скорости материала на инструменте.

При этом Vk = Vз для границ трения на матрице и Ук = Уо + V для

границ трения на пуансоне. Длины этих границ контакта соответственно

‘к = ‘м, ‘к = ‘п .

В соответствии с энергетическим неравенством (2) получим зависимость для удельной силы первого этапа операции:

q

<

A

bVo

2m+n АН11

(„/3)1+m+n Vo )

2 (і -®) pV,

1

1+m+nil-m-n p l p +

+ Ц

n

АН

1)

b1

\m+n 2

b+-

2 (l -и) pVl+% 1

На втором этапе операции происходит выдавливание материала в зазор между матрицей и центральным пуансоном. Схема этого этапа, поле скоростей и годограф показаны на рис. 2.

3

1

Поле допустимо при условии:

а\ • sin р • cos(a - у) = (b + bi)sin у • cos(a - Р).

Используя поле скоростей и годограф, запишем необходимые кинематические соотношения для этого этапа. Скорости движения блоков:

V0 •sin Р . ^ V0 •(b + b1)

V

V2

2

cos(a - P) ai

Касательные скорости на линиях разрыва:

(Vd)oi = ; (Vd)l2 = Vo •cosa- sinP ;(Vd)10 = Vi.

cos(a - P)

sin у- cos(a-P)

t' -С) <N '/А 1

АН1

2a

al

V\

Vo

&H2

а

Рис. 2. Схема 2-го этапа штамповки. Поле скоростей (а) и годограф (б)

Эквивалентные скорости деформаций и деформации на линиях разрыва скоростей представлены общими выражениями (3) при подстановке соответствующих скоростей. При этом АН = АН2, а длины линий разрыва определяются выражениями

а + а^ а а^

' (/д)10 = —“

(1д )0i =

(Id )i2 =

cosP cos a sin у

Эквивалентные деформации и скорости деформаций на границах трения примем, как это сделано выше, исходя из осредненной степени формообразования при боковом выдавливании, т.е.

2ai с _ Ve

=> sae

ae

Ь + V АІ 2

Здесь Ук = У0, Ук = У0 + У2, Ук = ^2 - скорости на границах трения соответственно 1\, І2, І3; АН2 - рабочий ход бокового пуансона на этом этапе операции.

Используя приведенные выражения, получим для второго этапа штамповки следующее соотношение для расчета давления:

ii6

д <

А 2т+п (ДН 2 ^

£ + („/3/+т+п 1 у0 )

£ (1 -®) "У 1

1+т+пА-т-п р 1р +

+ Ц

\п

,ДЯ 2 у

\т+п 3

2а -Д

Ь + Ьі

£ (і і

ш) ру1+п1

На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования влияния скорости перемещения инструмента и условий трения на величину относительного давления при ортогональном горячем выдавливании элементов трубопроводов. Исследования выполнены для алюминиевого АМг6 и титанового ВТ6С сплавов, поведение которых описывается энергетической и кинетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в таблице [1]. Расчеты выполнены при следующих геометрических характеристиках заготовки: а = 25 мм; «1 = 3 мм; Ь = 35 мм; Ь = 5 мм;

ДН2 = 5

мм.

Границы трения: 1п = 10

ДН1

І1 = І2 = 20 мм, І3 = 25 мм; коэффициент трения ц = 0,1.

мм;

К. = 25

"м

мм;

Материал Т, °С Ge0, МПа А, МПа сп т п Р С, МПа В

ВТ6С 930 ± 2 38,0 66,80 0,028 0,0582 1,0 0,692 -1,19

АМг6 450 ± 2 26,8 54,34 0,104 0,0263 0,3 15,15 -1,42

1

На рис. 3 представлены графические зависимости относительного давления д = д / а^0 от скорости перемещения инструмента V при фиксированных значениях коэффициента трения ц на контактных поверхностях инструмента и заготовки.

0,01 од 1 лш/с ю 0,01 од 1 мм/с ю

а б

Рис. 3. Графические зависимости д от V при ортогональном

выдавливании заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б)

Анализ графических зависимостей показывает, что при ортогональном выдавливании с нагревом относительное давление падает при увеличении длительности операции, т.е. при уменьшении скорости штамповки. Наиболее существенна эта зависимость при малых скоростях, когда значительно проявление вязкости горячего металла.

Так, с уменьшением скорости перемещения инструмента V от 10 до 0,01 мм/с относительное давление ортогонального выдавливания падает на 25.. .80 % для алюминиевого сплава АМг6 и на 30.. .45 % для титанового сплава ВТ6С. На втором этапе деформирования наблюдаются большие значения давления по сравнению с первым.

На величины давления также влияет трение. Результаты исследования влияния коэффициента трения ц на величину относительного давления представлены на рис. 4. Показано, что при уменьшении трения наблюдается существенное снижение давления. Так, снижение коэффициента трения ц от 0,4 до 0,1 приводит к уменьшению относительного давления на 30.40 % для сплавов АМг6 и ВТ6С на первом этапе и в 3 - 3,5 раза на втором этапе.

В процессе выдавливания происходит изменение механической сплошности материала, что может определяться как использование ресурса пластичности.

Этот фактор влияет на качество изделия и определяет оптимальные степени формообразования. Проведем в этой связи оценку повреждаемости, исходя из деформационной и энергетической теорий прочности [1]. По первой из них повреждаемость определяется уравнением

ю = —1— [ ,

(ее) 15;

где 0 < ю < 1 - повреждаемость материала за время 0 < t < ; tкр - крити-

ческое время (ю = 1).

0,1

0,2 0,3

Д----------------

а

0,4

0,1

0,2

0,3

Ц-

б

0,4

Рис. 4. Графические зависимости q от ц при ортогональном выдавливании заготовок из сплавов АМг6 (а) и ВТ6С (б)

В приведенной зависимости повреждаемость определяется величинами конечной и предельной деформации. Если существует зависимость от скорости, то необходимо использовать энергетическую теорию прочности, которая выражается уравнением

dш = ае£>^.

А

гд

Здесь (е е) д и Апр - предельные величины эквивалентной деформации и удельная работа разрушения материала [1]

(ее \д = С ехР

В а о , Агд = С' ехр В'а0 1

V ае V ае у

где ад - среднее напряжение в рассматриваемой точке; С, С', В, В' -константы разрушения материала при данной температуре, приведенные в таблице.

Условие ш = 1 является условием исчерпания ресурса пластичности (полной потери сплошности) материала, что позволяет установить предельную степень формообразования.

Расчетные результаты получены для алюминиевого сплава АМг6 при 450 °С, повреждаемость которого зависит от скорости деформирования, и титанового сплава ВТ6С при 930 °С, который не проявляет зависимости от скорости.

На рис. 5 представлены графические зависимости повреждаемости материала ш от скорости перемещения инструмента V при штамповке крестовины из алюминиевого сплава АМг6. Анализ результатов расчета показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от 0,01 до 10 мм/с повреждаемость материала возрастает в 1,6 - 1,8 раза.

0,01

0,1

V

1 мм! с ю

Рис. 5. Графические зависимости ш от V для сплава АМг6

0,1

0,2

0,3

0,4

Рис. 6. Графические зависимости ш от е для сплава ВТ6С

Результаты расчета повреждаемости титанового сплава ВТ6С в зависимости от степени деформации в приведены на рис. 6. Установлено, что при увеличении в от 0,1 до 0,4 повреждаемость сплава ВТ6С возрастает в 1,8 раза. Наиболее интенсивно повреждаемость накапливаются на втором этапе деформирования.

Таким образом, показано, что штамповка в ортогональных направлениях позволяет изготавливать сложные по геометрии изделия на одной позиции обработки; при этом она должна быть регламентирована по температурно-скоростным условиям.

Существенному уменьшению технологической силы способствует снижение скорости операции, что связано с проявлением вязкости горячего металла и развитием его повреждаемости при деформировании.

Конечное состояние повреждаемости материала заготовки и, следовательно, качество детали определяются скоростью обработки и степенью деформации для одних групп материалов; для других - только степенью формообразования.

Работа выполнена по ведомственной целевой программе «Развитие научного потенциала высшей школы (2009-2010 годы)», грантам РФФИ и по государственному контракту в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 годы.

Список литературы

1. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов жестким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.

2. Теория обработки металлов давлением: Учебник для вузов / В.А. Голенков [и др.]; под ред. В.А. Голенкова, С.П. Яковлева. М.: Машиностроение, 2009. 442 с.

3. Андрейченко В.А., Юдин Л.Г., Яковлев С.П. Малоотходная ресурсосберегающая технология штамповки. Кишинев: Университас. 1993. 238 с.

A. Chernyaev, S. Bragin, S. Yakovlev

The process conditions of the orthogonal hot extrusion

The relationships for estimating of cinematics, pressure, material’s damageability in the orthogonal directions hot extrusion process are proposed.. The theoretical investigations of technological parameters influence on pressure and material’s damageability in the orthogonal directions hot extruding process were established.

Key words: extrusion, viscosity, high strength materials, pressure, temperature, damageability.

Получено 04.08.10