CC BY
92
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
УДК 621.774
Козлов АВ., Шеркунов В.Г.
ВЛИЯНИЕ ХОЛОДНОЙ ГИБКИ С РАСКАТЫВАНИЕМ НА ТОЛЩИНУ СТЕНОК ИЗГИБАЕМОЙ ТРУБЫ
Изготовление криволинейных участков трубопро- С использованием лицензионного программного
водов является сложной технической задачей и, как обеспечения MSC.Marc был смоделирован изгиб тру-
правило, требует применения дорогостоящего техноло- бы 060 мм с толщиной стенки 4 мм из Ст10, с одно-
гического оборудования. Разработанный в ЮУрГУ ме- временным раскатыванием инструментом с тремя
тод гибки труб в холодном состоянии [1] с дополни- деформирующими элементами, на угол 30°. Величина
тельным воздействием на изгибаемую трубу вращаю- натяга составила 1 мм. Результаты расчета представ -
щимся раскатником (рис. 1) позволил повысить качест- лены на рис. 2, 3.
во изделий, снизить изгибающие усилия, увеличить с использованием компьютерной модели гибки
плавность гиба и существенно снизить энергетические трубы были определены численные значения толщин
и экономические затраты. Пластическое течение метал- стенок (см. рис. 3) в сечениях А-А и Б-Б, соответст-
ла при этом методе гибки предполагает существенное вующие углам гиба 15 и 30°. По этим значениям были
изменение толщины стенок на отдельных ее участках. построены графики изменения толщин стенок трубы
Изучению этого вопроса посвящена данная работа. (рис. 4) в поперечном сечении. Как видно из графи-
Рис. 1. Схема гибки труб с раскатыванием
Рис. 3. Изменениетолщины стенок изгибаемой трубы в сеченияхА-А и Б-Б
Точки замера
А-А
Б-Б
Рис. 2. Компьютерная модель изгибатрубы наугол 30°
Рис. 4. График изменения толщины стенок в сечениях А-А и Б-Б
Влияние холодной гибки с раскатыванием на толщину стенок изгибаемой трубы
Козлов А.В., Шеркунов В.Г.
ков, происходит заметное уменьшение толщины наружной стенки вследствие ее удлинения. Величина утонения наружной стенки достигает 28% от исходной толщины стенки трубы (при радиусе гиба 2БУ). Наблюдается небольшое утонение по средней линии трубы (не более 2,5%) и утолщение внутренней стенки (в пределах 2,7-7,5%).
Для сравнения результатов, полученных при компьютерном расчете, были произведены измерения толщин стенок труб диаметра 60 мм, согнутых по новой технологии в различных сечениях (рис. 5). Построены графики, на которых показаны средние величины толщин стенок трубы в различных точках, полученных в результате компьютерного и натурного экспериментов (рис. 6).
г Д
Рис. 5. Результаты измерения толщин стенок в натурном образце изогнутой трубы в сечении В-В
Точки замера
Компьютерный эксперимент Натурный эксперимент Рис. 6. Сравнениетолщин стенок трубы
Сравнивая результаты компьютерного моделирования с реальными значениями толщин стенок, можно сделать вывод о том, что отклонение не превышает 68%. Это свидетельствует об адекватности разработанной компьютерной модели реальному процессу гибки с раскатыванием.
В ходе компьютерного моделирования был также получен продольный профиль изгибаемой трубы, что позволило оценить изменение толщины наружной стенки по длине получаемого изделия (рис. 7). Сравнивая реальный профиль гнутой трубы (рис. 8) с полученным в ходе компьютерного моделирования, также можно сделать вывод о практически полном совпадении компьютерной модели с реальным процессом гибки.
На рис. 9 гоказаны оба профиля при их совмещении.
2 X
Рис. 7. Изменениетолщины внешней стенки трубы при компьютерном моделировании
Рис. 8. Поперечноесечение внешней стенки изогнутой трубы в разрезе
Рис. 9. Схема наложения реального профиля на расчетный
Таким образом, разработанная компьютерная модель позволяет прогнозировать величину утонения наружной стенки трубы при гибке с раскатыванием. Это имеет важное практическое значение для последующей эксплуатации изделий, получаемых по новой технологии, так как величина утонения стенок изгибаемой трубы является одной из важнейших эксплуатационных характеристик. В зависимости от величины радиуса гиба, как показывают расчеты, утонение наружной стенки изгибаемой трубы составляет от 15% при Кгиба=2,5Бу до 40% при. Кгиба=1,5Бу. В то же время следует отметить, что это утонение в значительной степени компенсируется упрочнением материала в деформируемой зоне, как это неоднократно нами отмечалось [2, 3].
Список литературы
1. Пат. 818707 РФ, МКИ В 21 й 9/14. Способ гибки труб / С.Г. Лакирев, Я.М. Хилькевич. № 2713945/25; заявл. 17.0.79;
опубл. 07.04.81, Бюл. № 13. 3 с.
2. Контроль состояния материала труб при их гибке с раскатыванием / Козлов А.В., Шеркунов В.Г. // Контроль. Диагностика. 2008. № 11.
3. Комплексное исследование свойств материала отводов гнутых, получаемых гибкой с раскатыванием / Козлов АВ., Шеркунов В.Г. // Вестник ЮУрГУ. Сер. Машиностроение. 2007. № 10.
List of literature
1. Pat 818707 RF, MKI В 21 D 9/14. The method of tube folding / Lakiryov S.G., Hilkevich Y.M. ч. № 27 1 3945/25; 17.0.79; published 07.04.81, Bul. № 13. 3 p.
2. Control of tube material during bending and flattening-out / Kozlov A.V., Sherkunov V.G. // Control. Diagnostics. 2008. № 11.
3. Complex research of materials of bent branches produced through bending and flattening-out / Kozlov A.V., Sherkunov V.G. // Vestnik SUSU. Series. Machinebuilding. 2007. № 10.
УДК 621.777: 621.777:22 Беляев C.B.
СТАТИКА И ГЕОМЕТРИЯ ОЧАГА ДЕФОРМАЦИИ ПРИ СОВМЕЩЕННОЙ ПРОКАТКЕ-ПРЕССОВАНИИ С ОДНИМ ПРИВОДНЫМ ВАЛКОМ
В прокатном производстве применяются станы, у которых приводным является только один из валков, обычно нижний. К чшлу таких станов относятся тонколистовые станы штучной (пакетной) прокатки [1]. Прокатные станы с одним приводным валком имеют более простую конструкцию, и поэтому представляет практический интерес возможность их применения при совмещенной прокатке-прессовании (СПП) [2]. Процесс деформирования в этом случае будет иметь существенные особенности. Поэтому для обоснованного подхода при конструировании данных устройств и для разработки технологии предоставляется целесообразным создать математическую модель расчета основных параметров статики и очага деформации при СПП с одним приводным валком и провести теоретический анализ данного процесса.
Исследуя закономерности процесса СПП с одним приводным валком, необходимо учитывать следующее (рис. 1):
- угловая скорость вращения ю1 неприводного валка будет задаватьсясамой прокатываемой заготовкой;
- крутящий момент от внешних сил на неприводном валке всегда будет равен нулю.
Силы трения на неприводном валке в зоне отставания (область калибра, где скорость деформируемого металла будет меньше скорости валка - ум< Vв) должны уравновешиваться силами трения в зоне опережения (где ум> Vв), силой трения ¥™Р1 на контакте с боковой поверхностью матрицы, а также моментом М^ от сил трения в опорах на шейках валка. Поэто-
му нейтральный угол на неприводном валке всегда будет больше половины угла захвата: у1 > а1/ 2 .
На приводном валке зона опережения будет значительно меньше зоны отставания для обеспечения втягивающих сил при осуществлении процесса СПП. Поэтому нейтральный угол на приводном валке всегда будет значительно меньше, чем на неприводнэмвалке: у2 ^ у1.
Рис. 1. Схемасил, действующихна валки, при установившемся процессе СПП с одним приводным валком
