CC BY
41
МАШИНОСТРОЕНИЕ И МАШИНОВЕДЕНИЕ
УДК 621.983; 539.374
ВЫТЯЖКА С УТОНЕНИЕМ СТЕНКИ ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ДВУХСЛОЙНЫХ АНИЗОТРОПНЫХ МАТЕРИАЛОВ
М.В. Грязев, С.С. Яковлев, О.В. Пилипенко, В.И. Трегубов
Приведена математическая модель операции вытяжки с утонением стенки осесимметричных деталей из двухслойных анизотропных материалов в конических матрицах. Изложены результаты теоретических и экспериментальных исследований напряженного и деформированного состояний, силовых режимов и предельных возможностей деформирования операции вытяжки с утонением стенки осесимметричных деталей из двухслойных анизотропных материалов в конических матрицах.
Ключевые слова: анизотропия, эксперимент, вытяжка, двухслойный материал, скорость деформации, деформация, напряжение, разрушение, повреждаемость, сила, пластичность.
В машиностроении на современном этапе находят широкое применение двухслойные материалы для изготовления цилиндрических сосудов высокого давления с повышенной коррозионной стойкостью. К таким изделиям предъявляются высокие требования по надежности, так как в процессе эксплуатации они испытывают внутреннее давление до 30 МПа [1]. Процессы пластического формоизменения двухслойных анизотропных материалов в настоящее время мало изучены.
Материал, подвергаемый штамповке, как правило, обладает анизотропией механических свойств, обусловленной маркой материала и технологическими режимами его получения [2-5]. Анизотропия механических свойств материала заготовки может оказывать как положительное, так и отрицательное влияние на устойчивое протекание технологических процессов обработки металлов давлением, в частности, операций глубокой вытяжки.
Рассмотрен процесс вытяжки с утонением стенки цилиндрической заготовки из анизотропного материала с цилиндрической анизотропией.
Заготовка двухслойная с различными механическими свойствами материалов, подчиняющимися условию пластичности Мизеса-Хилла и ассоциированному закону пластического течения [6, 7].
Принимается что, отношение диаметра заготовки к толщине В3 / Ио >> 1. В этом случае можно считать, что течение материала происходит в условиях плоской деформации. Простейшим является радиальное течение в системе координат рОг (рис. 1).
На контактных поверхностях детали и инструмента задаются касательные напряжения по закону Кулона. Изменение направления скоростей течения материала на границе очага пластической деформации при входе в него и выходе из него учитывается изменением величины радиального напряжения по методу баланса мощностей [8].
Рис. 1. Схема к расчету кинематики течения двухслойного материала
Реализуется приближенное решение этой задачи с привлечением уравнений равновесия [8]
Э°р +1 Эхр6 + ар-ае _ Эр р Э0 р Эхре + 1 Эае + 2тре _0,
Эр р Эе р
условия несжимаемости материала Xх у (Xг _ 0, Xгу _Хгх _ 0), условия пластичности Мизеса-Хилла в условиях плоской деформации
(о х - s y )2 + 4(1 - Ф^у = 4(1 - c)x2Xy
и уравнений связи между напряжениями и скоростями деформации
4(1 - с) 2 2
Ор = о +—-- |Ху(аsin 0-cos 0) + 2|Xxy sin20;
(1 + a)
4(1 - с) ,, x _2 0 _2
(1 + a)
tp0 = 2(1 - с)|ixy sin 20 + 2|xxy cos 20,
О0 = a + ^-Xy (acos2 0- sin2 0) - 2|iXxy sin20;
1 N (F + G) 7 ^ и ы где c = 1------; F , G, H , N - параметры, характеризую-
2( FG + GH + ^)
щие текущее состояние анизотропии; х^ - сопротивление материала пластическому деформированию на сдвиг в плоскости ху ; х, у , 2 - главные
оси анизотропии.
Поле скоростей характеризуется уравнениями Гр= Vр (р, 0); Ге= 0; V/ = 0.
Величину радиальной скорости Vр предложено определять по выражению
Vр= Фк (0)/р; Ф1(0) = А1е20 + В1е-20 - Д/4 - V0 51 (е20 -1) N1,
Ф2(0) = А2е20 + В2е-20 - ^/4 - Vo 52 (е-20 - е-2а )М2,
где к принимает значения 1,2 в зависимости от рассматриваемого слоя; Аи, С к, Вк, О, N1 и М 2 - константы.
С привлечением уравнений связи между напряжениями и скоростями деформации и кинематически возможных скоростей течения материала в очаге деформации, удовлетворяющих граничным условиям, записываются дифференциальные уравнения равновесия относительно функций Ф^0), Ф2 (0) и средних напряжений 01, 02 в первом и втором слоях. Интегрирование полученных уравнений относительно функций Фк (0) и Ок в первом и втором слоях выполняется после разделения переменных по скоростям течения и напряжениям в уравнениях равновесия (1) в каждом слое и наложения требования об удовлетворении уравнений относительно Фк (0) (необходимости прохождения их через 0 = 0 и 0 = а).
Подробный анализ кинематики течения материала, напряженного и деформированного состояния процесса вытяжки с утонением стенки цилиндрических деталей из двухслойных анизотропных материалов изложен в работах [6, 7].
Компоненты напряжений в очаге пластической деформации в каждом слое предложено определять по формулам
1
Л
V _-%Фк(е)-2ЬкФк(е)+4$кск| Фк(е)оов2е+^Ф(е)яп2е
Б1и2е
V ^ У
( 1 ^ + 4скркеоБ2е Фк(е)ооБ2е + -Фк(е)Бш2е -Вкрк 1пр-Ск; V 2 у
1
л
°ек _-2РкФк(е)+4ркскI Фк(е)оов2е+-Фк(е)яп2е
V 2 У
- Щ Рк1п р- Ск;
(1 *рек _Р к Фк (е) - 2ск р к Фк (е)оов2е + ^ Фк (е)яп2е
Бш2е dе-
(2)
Бш2е .
V ^ У
где к _ 1,2; Ск и т5хук - характеристика анизотропии и сопротивление материала пластическому деформированию в условиях плоского деформированного состояния в плоскости х , у в первом и втором слоях заготовки;
¥о - скорость пуансона; / - толщина стенки получаемой заготовки; а - угол матрицы; 81 и 82 - толщина первого и второго слоев в готовом
о tsxy а0 0 тжсу 2(а-а0) ~ изделии соответственно; Р1 _—--; Р2 _—--. Остальные ус-
2^081 2^082 ловные обозначения приведены на рис. 1.
Десять постоянных Ак, Ск, Вк, Ок, N1 и М 2 определяются из следующих условий
1. Постоянство расхода металла
а0 а
I Ур1рdе+ I Гр2рdе_-Vо(8l + 82). (3)
0 а0
2. Непрерывность скоростей течения металла на границе раздела слоёв металла
*р!(р, а 0) _ Гр2(р, а 0). (4)
3. 4. Непрерывность напряжений Ое на границе раздела слоёв
Ое1^ а0) _Ое2(P, а0). (5)
Это условие даёт два соотношения между искомыми неизвестными коэффициентами.
5. Непрерывность касательных напряжений, возникающих на границе раздела слоёв металла
Тр01(р, а0) _^р92(р, а 0). (6)
6. На контактной поверхности заготовки с пуансоном реализуется закон трения Кулона
^рЭ1(р,0) _-т п Ое1(р,0). (7)
7. На контактной поверхности заготовки с матрицей реализуется закон трения Кулона
tp02(P, a) = -тм S02(P, a) • (8)
8. Учёт изменения направления течения материала на входе в очаг пластической деформации в первом и втором слоях оцениваем по наибольшей величине угла поворота
sp1 (P2'a0) = ts\xytga0, если ts1xy < Ts2xy, (9, а)
sp2(P2.a) = 2xyga, если tslxy > ts2xy • (9, б)
9. Удовлетворение дифференциальным уравнениям равновесия относительно функции Ф1(6) в первом слое при 0 = 0
Ll [Ф1(0), Ni ] = 0. (10)
10. Удовлетворение дифференциальным уравнениям равновесия относительно функции Ф2(0) во втором слое при 0 = a
L2 [Ф2(а), M 2 ] = 0, (11)
где mм и mп - коэффициенты трения на контактных поверхностях матрицы и пуансона соответственно. Здесь
L1 [Ф1(0), N1 ]=- 4F051N1.
?
L2 [Ф2(а), M2 ]= [1 - с2 sin2(2a)] Ф^(а) - 2 c1 sin(4a) Ф1(а) -
- 4[1 - с2 sin2 (2a)] Ф2 (a) - D2 = -4 c2 sin4a e2aA2 +
+ 4c2 sin4ae-2aB2 - c2sin2(2a) D2 -
- 4V082 {[1 - c2 sin2(2a)] e2a - sin4a • e-2a }м2
Силу P процесса на выходе из очага пластической деформации можно определить следующим образом
P = P +P2 +Ртр, (12)
где P1 = p(dп + §1) Px1 - сила в первом слое; P2 = p(d п + 281 + 8 2) Px 2 - си-
P2
ла во втором слое; Ртр = pjmПdп í °01(p 0) dp; dп - диаметр пуансона;
P1
81 и 82 - толщина первого и второго слоев в готовом изделии соответственно.
Для определения величин осевого sx и касательного txy
напряжений, сил в первом P1 и втором P2 слоях воспользуемся формулами преобразования компонент напряжений при повороте осей координат.
Выражения для вычисления величин Px1 и Px2 в первом и втором слоях двухслойного материала запишутся соответственно
«о ( е
px1 = j - 6 р1Ф1(е> + 4 р1 c1 j0n(e)sín2e de +
о Lv о
+ 4 b1 c1 cos 2еФ11 (e) - D1 b1 ln p1 - C1 )cos e -- (РФ (e) - 2 C1 b10n(e)sín2e)sín e]p1de+1 ^ tgaop1 sín «о (13)
и
a Г( e
Px2 = j -6P2^2(e) + 4b2 C2 jФ22(e)sin2ede + a0 Lv a0
+ 4 b 2 C2 cos2e022(e) - D2 b 2 ln P1 - C2 )cos e -- (Р2Ф (e) - 2 C2 P2 ^22(e)sín2e)sín e]p1de + ts2xytgap1(sín a-sin «o), (14)
где ф11 = 01(e)cos2e+1 (e)sín2e; ф22 = 02(e)cos2e+1 ф2 (e)sín2e.
В последних выражениях учитывается приращение напряжения оx, связанного с максимальным поворотом направления течения материала на выходе из очага деформации.
Среднюю величину накопленной интенсивности деформации в каждом слое очага деформации найдем по формулам
eе1ср = -и(ЗДп Р2 —Io y1(e;QC]) de+— U(R1)aj (1 - C1 sín2 2e)12tge de; p1 a o 0 01(e) a o 0
ee2ср =-U(R2)lna de +
:ср
I
a
p1 (a-a 0)«o 02(e)
1 и(R2) j(1 - c2 sín2 2e)1/2tge de,
a-a0 a0
где U (Rk)
\
(Rxk + Ryk + Rxk Ryk) (Rxk + Ryk)
6 Хук^хк (1 + Хук + Ххк )(1 - ч) Имея в своем распоряжении кривые упрочнения материалов слоев, можно найти средние величины в очаге деформации значения 1ху\ср и
т£ху2 ср по формулам
тsxy1ср = (тху0,2)1 + 01(ее1ср )П ;
т жху2ср = (тху0,2)2 + 02 (ее2ср ) и повторить решение задачи уже с учетом упрочнения материала. Здесь (тху0,2)1 и (т ху0,2)2 - величины сопротивления пластическому деформированию на сдвиг первого и второго слоев материалов при остаточной деформации ее1 = ее2 = 0,002 ; 01 и 02, п1 и П2 - константы кривых
8
упрочнения первого и второго слоев материала соответственно.
Величина повреждаемости материала we при пластическом деформировании по деформационной модели разрушения вычисляется по формуле
We = , (15)
Р
где - интенсивность деформации элементарного объема при входе в очаг деформации; ег пр - предельная интенсивность деформации, которая
зависит от о / оi и ориентации первого главного напряжения относительно главных осей анизотропии х, у и г; о - среднее напряжение.
Интегрирование в выражении (15) ведется вдоль траектории (линии тока) рассматриваемых элементарных объемов. В зависимости от условий эксплуатации или последующей обработки изготовляемого изделия уровень повреждаемости не должен превышать величины %, т.е.
We <%. (16)
До деформации (при ? = ¿0) we = 0, а в момент разрушения (^ = 1р) We =% = 1.
При назначении величин степеней деформации в процессе пластического формоизменения следует учитывать рекомендации по степени использования запаса пластичности В. Л. Колмогорова и А. А. Богатова [6, 7]. Величина предельной интенсивности деформации е^р находится по выражению
? ¡пр = ° к ехР
ик -0-
V о i У
(а0к + а1к С08 а + а2к С08 Ь + а3к С08 УК (17)
где Ок, ик, аок, а^, а2к и а^к - константы материала, определяемые в зависимости от рода материала согласно работам В.Л. Колмогорова и А.А. Богатова [10, 11] и уточняющиеся из опытов на растяжение образцов в условиях плоского напряженного и плоского деформированного состояний; к = 1,2.
Полученные соотношения для анализа процесса вытяжки с утонением стенки двухслойного анизотропного материала позволяют установить влияние технологических параметров на силовые режимы исследуемого процесса. Расчеты выполнены для двухслойного материала, механические свойства которого приведены в работе [9] (таблица), и изменении технологических параметров процесса - коэффициента утонения ш5 =
\/ ^0, угла конусности матрицы а = 6...30 ° и условий трения на инструменте тП=(1...4)тМ при тМ=0,°5.
Механические свойства исследуемых материалов
Марка (т ь'ху 0,2)к, МПа Ок, МПа пк ск Ях ЯУ Ок ик
Сталь 08Х13 288,0 324,07 0,50 0,11 1,05 0,85 1,59 -1,38
Сталь 12Х3ГНМФБА 340,0 275,03 0,44 -0,12 0,55 0,66 1,46 -1,2
Зависимости изменения относительной величины силы Р = Р/[2р( + ^^(т $ху 0,2)2] от угла конусности матрицы а при фиксированных величинах коэффициента утонения и коэффициенте трения на пуансоне Цп (Цм = 0,05) приведены на рис. 2. Из анализа графиков следует, что с уменьшением коэффициента утонения ш5 и увеличением
угла конусности матрицы а относительная величина силы Р возрастает. Интенсивность роста тем выше, чем меньше коэффициент утонения ш8. Так, уменьшение коэффициента утонения с 0,5 то 0,9 сопровождается падением величины Р более чем в 3 раза при прочих равных условиях деформирования.
Анализ результатов расчетов показал, что изменение условий трения на контактной поверхности пуансона существенно влияет на относительную величину силы Р . С ростом коэффициента трения на пуансоне тП (при тм = 0,05) величина относительной силы Р уменьшается. Этот
эффект проявляется существеннее на малых углах конусности матрицы а и величинах коэффициента утонения ш5; при углах конусности матрицы
а = 30° увеличение коэффициента трения на пуансоне в четыре раза по сравнению с коэффициентом трения на матрицы приводит к незначительному (около 5 %) изменению относительной величины силы Р .
Графические зависимости изменения относительной величины силы Р от величины 601/^0 при вытяжке с утонением стенки цилиндрических деталей из двухслойной стали 12Х3ГНМФБА+08Х13 приведены на рис. 3. Установлено, что с ростом величины 801/ ^ относительная величина силы Р увеличивается. В ряде случаев вытяжки с утонением стенки полых цилиндрических деталей из двухслойных материалов может наблюдаться и обратный характер изменения относительной величины Р . В первую очередь это зависит от способности того или иного материала к деформационному упрочнению, а также от величины коэффициента утонения ш5.
1,8 1,6 1,4 1,2 Р 1 0,8 0,6 0 4
'6 12 18 градус 30
а —
Рис. 2. Зависимости изменения Р от а: кривая 1 - тэ = 0,6; кривая 2 - тэ = 0,7; кривая 3 - тэ = 0,8
(801/^0 = 0,25; Но = 4 мм)
Предельные возможности процесса вытяжки с утонением стенки ограничиваются максимальной величиной осевого напряжения ох в стенке заготовки на выходе из очага деформации, которая не должна превышать величины сопротивления материала пластическому деформированию в условиях плоского деформированного состояния с учетом упрочнения
охк £оэхк * , оsxk *= 2т эхукл]1 - ск , (18)
и допустимой степенью использования ресурса пластичности (16).
2,0 1,6 и
Р
0,8 0,4
0,25 0,5 0,75
501 А>--
Рис. 3. Зависимости изменения Р от 801/Н0 : кривая 1 - а = 6°; кривая 2 - а = 18°; кривая 3 - а = 30°
(801/Н0 = 0,25; Н0 = 4 мм)
1 2 3
V
\
При назначении величины коэффициентов утонения необходимо учитывать рекомендации по степени использования запаса пластичности В. Л. Колмогорова и А. А. Богатова, согласно которым для ответственных деталей, работающих и подвергающихся после обработки давлением термической обработке (отжигу или закалке), допустимой величиной степени использования запаса пластичности следует считать % = 0,25, а только для неответственных деталей допустимая степень использования запаса пластичности может быть принята % = 0,65 [10,11].
Предельные коэффициенты утонения ш$пр исследовались в зависимости от угла конусности матрицы, условий трения на инструменте цП = (1...4)тм при цМ = 0,05 для исследуемого двухслойного материала, механические характеристики которого приведены в табл. 1.
Графические зависимости изменения предельных коэффициентов утонения ш$Пр, вычисленных по первому (18) и второму (16) критериям
разрушения, от угла конусности матрицы а для двухслойной стали 12Х3ГНМФБА+08Х13 приведены на рис. 4 соответственно. Здесь кривая 1 соответствует величине ш$пр, определенной по максимальной величине
осевого напряжения на выходе из очага пластической деформации (18); кривая 2 соответствует величине ш$пр, определенной по степени использования ресурса пластичности (16) при % = 1; кривая 3 - при % = 0,65; кривая 4 - при % = 0,25.
т,
0,8 0,7 0,6 0,5 0,4
0,2 0,1 о
4
1
\
1/ /
/
12
а
18 градус
30
Рис. 4. Зависимости изменения ш$пр от а (801/^0 = 0,50; ^0 = 4 мм; цп = 2 Цм = 0,1)
Положения кривых 1 - 4 определяют возможности деформирования заготовки в зависимости от технических требований на изделие. Показано, что с ростом угла конусности матрицы а величина предельного коэффициента утонения ш$пр увеличивается. Увеличение угла конусности мат-
рицы от 6 до 30° сопровождается ростом величины т$Пр на 45 %.
На рис. 5 приведены графические зависимости изменения т$Пр от
условий трения на контактных поверхностях рабочего инструмента и заготовки (тп / тМ) при фиксированных величинах углов конусности матрицы а (т м = 0,05; ко = 4 мм). Условные обозначения кривых 1-4 соответствуют введенным обозначениям на рис. 4. Установлено, что изменение условий трения на контактной поверхности пуансона существенно влияет на предельный коэффициент утонения тШр. С ростом коэффициента трения на пуансоне снижается предельное значение коэффициента утонения тШр. Этот эффект проявляется существеннее на малых углах конусности
матрицы а . Расчеты показали, что при углах конусности матрицы а = 30° увеличение коэффициента трения на пуансоне в три раза по сравнению с коэффициентом трения на матрице приводит к незначительному (около
5 %) изменению предельного коэффициента утонения, а при а = 6° - к уменьшению коэффициента утонения тШр, вычисленного по максимальной величине осевого напряжения на выходе из очага пластической деформации и степени использования ресурса пластичности, на 15 и 30 % соответственно.
Дп/К--
Рис. 5. Зависимость изменения msnp от mп /mМ
для двухслойной стали 12Х3ГНМФБА+08Х13
(doi/ho = 0,50; h0 = 4 мм; a = 6°)
Расчеты показали, что при вытяжке с утонением стенки цилиндрических деталей из двухслойной стали 12Х3ГНМФБА+08Х13 с увеличением величины §0i /h0 происходит рост предельного коэффициента утонения msnp. Установлено, что предельные возможности формоизменения
могут ограничиваться максимальной величиной растягивающего напряже-
13
ния на выходе из очага деформации и степенью использования ресурса пластичности. Это зависит от анизотропии механических свойств материала заготовки, технологических параметров, угла конусности матрицы и условий трения на контактных поверхностях инструмента. Показано, что учет упрочнения существенно уточняет величину силы вытяжки с утонением и предельный коэффициент утонения, однако не изменяет характер влияния угла конусности матрицы а, коэффициента утонения ш5 и условий трения на контактных поверхностях рабочего инструмента и заготовки
(т п i т м ).
Проведены экспериментальные исследования вытяжки с утонением стенки двухслойной стали 12Х3ГНМФБА+08Х13 в конических матрицах. Сопоставление результатов теоретических и экспериментальных исследований по силовым режимам процесса вытяжки с утонением стенки цилиндрических деталей из двухслойных материалов указывает на удовлетворительное их согласование (до 10 %).
На основе выполненных теоретических и экспериментальных исследований разработаны рекомендации по расчету технологических параметров вытяжки с утонением двухслойных анизотропных материалов. Разработан технологический процесс изготовления заготовок под закатку горловины баллонов БГ-7,3-30-30.001 из стали 12Х3ГНМФБА+08Х13 с высокими эксплуатационными характеристиками. Изготовленный баллон высокого давления представлен на рис. 6.
Рис. 6. Баллон высокого давления
Технологический процесс изготовления заготовки под закатку горловины включает семь формоизменяющих операций: пять вытяжек корпуса, вытяжку с утонением стенки с ограничением, вытяжку утолщенной части стенок с промежуточными термическими операциями восстанавливающего отжига. Разработаны и внедрены мероприятия по использованию надежных технологических смазок на формоизменяющих операциях. Предложено в качестве смазки использовать «Препарат коллоидно-графитовый водный ПСВ». Металлографические исследования показали соответствие структуры материала готовых изделий техническим требова-
ниям по эксплуатационным характеристикам. Гидростатические испытания опытных изделий превышающими нагрузками показали их соответствие техническим требованиям на испытания. После контроля качества заготовки поступают на операцию «закатка горловины».
Работа выполнена по гранту РФФИ № 13-08-97-519 р_центр_а.
Список литературы
1. Ковка и штамповка: справочник: в 4 т. Т. 4. Листовая штамповка / под общ. ред. С.С. Яковлева; ред. совет: Е.И. Семенов (пред.) и др. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 2010. 732 с.
2. Яковлев С.П., Яковлев С.С., Андрейченко В.А. Обработка давлением анизотропных материалов. Кишинев: Квант, 1997. 331 с.
3. Яковлев С.С., Кухарь В. Д., Трегубов В.И. Теория и технология штамповки анизотропных материалов / под ред. С.С. Яковлева. М.: Машиностроение, 2012. 400 с.
4. Арышенский Ю.М., Гречников Ф.В. Теория и расчеты пластического формоизменения анизотропных материалов. М.: Металлургия, 1990. 304 с.
5. Гречников Ф.В. Деформирование анизотропных материалов. М.: Машиностроение, 1998. 446 с.
6. Грязев М.В., Яковлев С.С., Ремнев К.С. Математическая модель операции вытяжки с утонением стенки двухслойных анизотропных материалов в конической матрице// Известия ТулГУ. Технические науки. Тула: Изд-во ТулГУ. 2014. Вып. 1. С. 66-76.
7. Грязев М.В., Яковлев С.С., Ремнев К.С. Напряженное состояние и силовые режимы вытяжки с утонением двухслойных анизотропных упрочняющихся материалов // Известия ТулГУ. Технические науки. Тула: Изд-во ТулГУ. 2014. Вып. 3. С. 128-137.
8. 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.
9. Грязев М.В., Яковлев С.С., Пилипенко О.В. Механические свойства двухслойной стали // Известия ТулГУ. Технические науки. Тула: Изд-во ТулГУ. 2014. Вып. 10. Часть 1. С. 20-27.
10. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. Екатеринбург: УГТУ, 2001. 836 с.
11. Богатов А. А. Механические свойства и модели разрушения металлов. Екатеринбург: Изд-во УГТУ, 2002. 329 с.
Грязев Михаил Васильевич, д-р техн. наук, проф., ректор, тр/-Ы1а@,гатЫег.ги, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Яковлев Сергей Сергеевич, д-р техн. наук, проф., mpf-tula@,rambler.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Пилипенко Ольга Васильевна, д-р техн. наук, проф., mpf-tula a ramhler.ru, Россия, Орел, Государственный университет—учебно-научно-производственный комплекс,
Трегубов Виктор Иванович, д-р техн. наук, проф., mpf-tulaa ramhler.ru, Россия, Тула, ОАО «НПО «СПЛАВ»
EXTRACT WITH WALL THINNING ROTATIONALLY SYMMETRIC PARTS OF TWO-LAYERED ANISOTROPIC MATERIALS
M.V. Gryazev, S.S. Yakovlev, O.V. Pilipenko, V.I. Tregubov
A mathematical model for drawing operation with wall thinning rotationally symmetric parts of double-layer anisotropic materials in conical matrices. The results of theoretical and experimental studies of stress and strain states, power modes and limits the deformation drawing operation with wall thinning rotationally symmetric parts of the two-layer anisotrop-ic materials in conical matrices.
Key words: anisotropy, experiment, extractor hood, double-layer material, the rate of deformation, deformation, stress fracture, defect, strength, ductility.
Gryazev Michail Vasilievich, doctor of technical sciences, professor, the rector, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, Tula State University,
Yakovlev Sergey Sergeevich, doctor of technical sciences, professor, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, Tula State University,
Pilipenko Olga Vasilievna, doctor of technical sciences, professor, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Orel, State University — Education-Science-Production Complex,
Tregubov Victor Ivanovich, doctor of technical sciences, professor, mpf-tula@rambler. ru, Russia, Tula, NPO «SPLA V»
