НАУЧНО ОБОСНОВАННАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ОБРАТНОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ ИЗ АНИЗОТРОПНЫХ ТРУБНЫХ ЗАГОТОВОК
Аннотация и ключевые слова
Аннотация (русский):
Представлены результаты теоретического исследования операции обратного выдавливания толстостенной трубной заготовки, изготовленной из ортотропного материала, имеющего цилиндрическую анизотропию механических свойств. Проведена оценка силовых режимов и предельных возможностей операции обратного выдавливания анизотропных трубных заготовок.

Ключевые слова:
обратное выдавливание, трубные заготовки, сила, напряжение, формоизменение
Текст
Текст произведения (PDF): Читать Скачать

В различных конструкциях машин и механизмов широко используются детали, имеющие форму цилиндра с внутренней полостью. Изделия такой формы могут быть изготовлены операцией обратного выдавливания с использованием трубных заготовок [1‒4]. Исходные полуфабрикаты обычно имеют анизотропию механических свойств, которая обусловлена режимами их изготовления. Анизотропия механических свойств может оказывать существенное влияние на протекание процессов обработки металлов давлением [4‒8].

Моделирование процесса обратного выдавливания трубных цилиндрических заготовок [9‒12] осуществляется для установившегося течения анизотропного упрочняющегося материала с использованием конического пуансона, имеющего угол конусности , при степенях деформации , где  и  ‒ площади поперечных сечений полой цилиндрической заготовки и полуфабриката соответственно (рис. 1).

Рис. 1

Принимая, что исходная трубная заготовка имеет цилиндрическую анизотропию механических свойств (жесткопластическая), ее поведение подается описанию условием пластичности Мизеса-Хилла и ассоциированным законом пластического течения [2, 3].

Режим течения материала принимается осесимметричным. Расчет операции обратного выдавливания осуществляем с применением цилиндрической системы координат. Подразумевается, что на контактных границах заготовки и рабочего инструмента применим закон трения Кулона. Процесс течения материала предполагается стационарным.

Из условия несжимаемости устанавливается связь между скоростью перемещения материала на входе в очаге формоизменения и выходе из очага деформации:

.                  (1)

Откуда получаем:

;   .                       (2)

Величины компонент осевой  vz и радиальной vρ скорости течения определяются по соотношениям:

;                                         (3)

;                                   (4)

где .

Скорости компонент деформации определяются по уравнениям:

; ; ; .                      (5)

Уровень интенсивности скоростей деформаций  определяется по следующему выражению:

,        (6)

где ;, , , ‒ параметры анизотропии.

Величину накопленной интенсивности деформаций по траектории  очага деформации определяется по выражению:

.                                (7)

Отметим, что данное соотношение позволяет учесть добавочную деформацию, связанную с изменением угла течения материала при входе в очаг деформации.

Зная кривую упрочнения материала, можно найти среднее значение интенсивности напряжения в очаге деформации по выражению:

,

где ,  и  ‒ параметры кривой упрочнения.

Определим распределение напряжений , ,  и  в очаге пластического формоизменения совместным решением уравнений равновесия в цилиндрической системе координат [4]:

; ; ,                   (8)

с применением зависимостей между напряжениями и скоростями деформации:

  

   ,

((9)

при следующих граничных условиях:

при ;      ,

где                       

 .

Подстановкой соотношения (9) в уравнение равновесия (8), получаем

.           (10)

Представив, полученные выше, зависимости в виде конечно-разностных соотношений и решив каждое из уравнений системы (10) относительно величины среднего напряжения, получим зависимости для нахождения уровня среднего напряжения σmn. Величины компонент напряжений σρ, σθ,  и τρz  находятся из уравнений (9).

В качестве особенностей полученного решения по распределению напряжений в очаге деформации следует отметить, что в решении не учитываются граничные условия в виде напряжений на границах контакта пуансона и матрицы. Это обстоятельство обычно учитывается в рамках действия закона Кулона  и , где μп и μм ‒ величины коэффициентов трения по поверхностям контакта с матрицей и пуансоном. Для оценки силовых параметров необходимо вести учет этих условий.

Величина осевой составляющей силы с учетом действия силы трения находится по соотношению:

,

где                                ; ;

;

.

Среднее значение осевого напряжения  σz вычисляется по выражению:

.                                       (11)

Приведенные выражения можно использовать для определения кинематики течения материала заготовки, напряженного и деформированного состояний, силовых характеристик и предельных возможностей процесса обратного выдавливания полых осесимметричных заготовок из анизотропных материалов.

На рис. 2 показаны графики зависимости относительной величины силы  от угла наклона рабочей поверхности пуансона  при реализации процесса обратного выдавливания трубных полуфабрикатов, изготовленных из стали 08 кп.

Рис. 2

Значения механических характеристик для исследуемых материалов приведены в табл. 1 [3]. Расчеты выполнялись при s0 = 20 мм; Dз =100 мм; μП = 0,1;  μМ = 0,05.

Табл.1

При рассмотрении графических зависимостей и результатов моделирования видно, что при увеличении степени деформации  относительное значение силы  также увеличивается. И чем интенсивнее рост, тем в большей степени увеличивается степень деформации .

Выявлено наличие оптимальных углов конусности пуансона в диапазоне 10¼ 25°, соответствующих минимальному значению силы операции. Значение оптимального угла конусности пуансона  с ростом степени деформации  стремится в область больших значений.

На рис. 3 приведены графики построения относительного значения силы операции  в зависимости от коэффициента трения на пуансоне (μПМ) при заданном коэффициенте трения на матрице (μМ = 0,05) и угле конусности на пуансоне .

Рис. 3

Оценка результатов исследования показывает, что условия трения в контактной зоне пуансона существенно влияют на относительное значение силы процесса . При увеличении коэффициента трения на пуансоне μП (при μМ = 0,05) числовые значения относительной силы  возрастают. Это явление проявляется значительнее при меньших углах конусности на пуансоне  и ростом значений степени деформации . При значении угла конусности на пуансоне  () рост коэффициента трения на пуансоне в 4 раза, по сравнению с уровнем коэффициента трения на матрице, ведет к скачку относительного значения силы операции  более чем 2 раза. При угле конусности на пуансоне , рост коэффициента трения на контактной границе пуансона ‒ к минимальному (около 10 %) изменению относительного значения силы .

Показано, что при уменьшении отношения  от 20 до 5 происходит рост относительного значения силы  на 35 % при неизменных остальных параметрах операции.

Приведенные результаты исследований качественно подтверждаются экспериментальными результатами [3].

Оценка предельных возможностей формоизменения происходила из условий, что максимальные значения осевого напряжения , передающихся на стенку полуфабриката, не должна превышать предельного значения напряжения σzпр [3]:

;   ;   ,                        (12)

допустимая степень использования ресурса пластичности [5‒7]

,                                                            (13)

а так же по условиям устойчивости трубных заготовок из анизотропных материалов в виде появления складок [8], полученных на базе статической оценки критерия устойчивости,

;   ,                                   (14)

где ‒ сопротивление материала пластическому формоизменению при заданном значении изменения исходной толщины стенки полой цилиндрической заготовки;  ‒ функциональная связь, определяемая из экспериментальных исследований и имеющая прямую зависимость от угла конусности на пуансоне ; ;  ‒ предельная интенсивность деформации;  ‒ радиус срединной поверхности исходного полуфабриката;  ‒ модуль упрочнения касательный; ;  ‒ начальное и текущее значения высоты полого цилиндрического полуфабриката;  ‒ начальная и текущая толщина полого цилиндрического полуфабриката; ; ; ; константы материала:

;

;

.

 

До начала деформации повреждаемость , а к моменту разрушения () уровень повреждаемости достигает .

Значение предельной интенсивности деформации определяется из выражения

,        (15)

где , , , ,  и  ‒ константы для материалов, которые определяются в зависимости от рода материала в соответствии с работами В.Л. Колмогорова и А.А. Богатова и рассчитываются из экспериментальных данных по растяжению образцов в условиях плоского напряженного состояния в зависимости от исходной анизотропии механических свойств ортотропного тела; , ,  ‒ углы между первыми главными осями напряжений и главными осями анизотропии; σ ‒ среднее напряжение; .

В зависимости от необходимых эксплуатационных характеристик или последующей обработки получаемой детали величина повреждаемости не должна превышать значения . При назначении величины степени деформации в процессе проведения операции методами пластического формоизменения необходимо обращать внимание на рекомендации по степеням использования запаса пластичности В.Л. Колмогорова и А.А. Богатова, согласно которым для наиболее ответственных изделий, функционирующих и подвергающихся после формоизменения термообработке (отжигу или закалке), допустимым значением величины степени использования ресурса пластичности необходимо назначать , а для неответственных изделий допустимой степенью использования ресурса пластичности можно принять  [5‒7].

Для приведенных неравенств (12), (13) и (14) нет возможности их решения в явном виде относительно предельной степени деформации εпр. В связи с этим зависимость предельной степени деформации от различных технологических параметров операции обратного выдавливания толстостенных полых цилиндрических заготовок из анизотропных материалов устанавливается путем численных расчетов.

Предельная степень деформации εпр рассчитывалась в зависимости от угла конусности пуансона , коэффициента трения на пуансоне  при фиксированном коэффициенте трения на матрице  для отдельных материалов, механические характеристики которых показаны в табл. 1 [3].

Полученные графики изменения предельной степени деформации εпр, рассчитанные по формулам (12), (13) и (14), при варьировании угла конусности на пуансоне  для стали 08кп и латуни Л63 приведены на рис. 4.

Рис. 4

На графике (см. рис. 4) кривая линия 1 соответствует величине εпр, рассчитанной по максимальному значению осевого напряжения , реализующегося в стенке полой цилиндрической заготовки (12); кривые 2 и 3 соответствуют значениям εпр, рассчитанным по степени использования запаса пластичности (13) при  и  соответственно; по кривой 4 формоизменение ограничивается потерей устойчивости трубной заготовки из анизотропных материалов в виде складкообразования (14) при ,  мм. Расчеты выполнялись при следующих фиксированных значениях: ; ; мм; =100 мм.

При рассмотрении графических зависимостей и результатов расчета видно, что с увеличением угла конусности на пуансоне  величина предельной степени деформации εпр, рассчитанная по максимальному значению осевого напряжения , действующего в стенке полой цилиндрической заготовки (12), несущественно увеличивается. Показано, что рекомендуемые степени деформации εпр, определенные по степени использования запаса пластичности, при уменьшении угла конусности на пуансоне α увеличиваются.

Из рис. 4 видно, что предельные возможности формоизменения при реализации процесса обратного выдавливания заготовки из анизотропного материала могут быть ограничены как максимальным значением осевого напряжения , действующего в стенке, так и допустимым уровнем накопленных микроповреждений (см. рис. 4, б). Это обстоятельство зависит от таких технологических параметров как угол конусности на пуансоне, коэффициент трения на контактных поверхностях матрицы и пуансона. Полученные теоретические результаты, качественно согласуются с экспериментальными данными, представленными в работе [3].

Проведена оценка неоднородности интенсивности деформации  и сопротивления материала пластическому формоизменению  в стенке осесимметричного полуфабриката, где ,  и ,  ‒ максимальные и минимальные величины интенсивности пластической деформации и напряжения по толщине в стенке детали соответственно.

Анализ результатов расчетов показал, что уровень неоднородности интенсивности деформации  и величина неоднородности сопротивления материала пластическому деформированию  в стенке изделия с уменьшением угла конусности на пуансоне  и ростом степени деформации  снижается. Это указывает на более благоприятные условия формирования механической структуры в стенке получаемой детали. Рост угла конусности матрицы от 6 до 18 способствует увеличению неоднородности интенсивности деформации по толщине изделия: при  ‒ в 3 раза; при  ‒ в 1,5 раза; и росту уровня неоднородности сопротивления материала пластической деформации: при  ‒ в 3 раза; при  ‒ в 2 раза.

С целью определения величины степени деформации и угла конусности на пуансоне, способствующих надежному протеканию процесса, проводились экспериментальные работы по выдавливанию и осадке заготовок длиной  мм, изготовленных из калиброванной холоднокатаной трубы Ø 121 мм и толщиной стенки 6 мм из стали 10. Заданы необходимые условия для устойчивого протекания процесса обратного выдавливания, реализуемого в рамках исследованных технологических параметров при  и углах конусности на пуансоне . Сопоставление полученных теоретических результатов с экспериментальными данными по силовым режимам операции обратного выдавливания указывает на их удовлетворительное совпадение (расхождение не превышает 10…15 %).

Приведенные соотношения и полученные результаты теоретических исследований предельных возможностей формоизменения могут использоваться для разработки новых технологических процессов обратного выдавливания полых цилиндрических заготовок.

Список литературы

1. Яковлев, С.П. Штамповка анизотропных заготовок / С.П. Яковлев, В.Д. Кухарь. - М.: Машиностроение, 1986. - 136 с.

2. Гречников, Ф.В. Деформирование анизотропных материалов. - М.: Машиностроение, 1998. - 446 с.

3. Яковлев, С.П. Обработка давлением анизотропных материалов / С.П. Яковлев, С.С. Яковлев, В.А. Андрейченко. - Кишинев: Квант, 1997. - 332 с.

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

5. Колмогоров, В.Л. Механика обработки металлов давлением. - Екатеринбург: Уральский государственный технический университет (УПИ), 2001. - 836 с.

6. Богатов, А.А. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением / А.А. Богатов, О.И. Мижирицкий, В.С. Смирнов. - М.: Металлургия, 1984. - 144 с.

7. Богатов, А.А. Механические свойства и модели разрушения металлов. - Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, 2002. - 329 с.

8. Чудин, В.Н., Пасынков, А.А. Выдавливание эле-ментов трубопроводов при вязкопластическом деформи-ровании // Технология машиностроения. - 2018. - №10. - С. 20-24.

9. Чудин, В.Н., Пасынков, А.А., Нуждин, Г.А. Изо-термическое выдавливание патрубка с фланцем при нестационарном деформировании // Известия ТулГУ. Сер. Технические науки. - 2016. Вып. 1. - С. 10-16.

10. Marcus Engelhardt, Norbert Grittner, Hermann von Senden genannt Haverkamp, Wilfried Reimche, Dirk Bormann, Friedrich-Wilhelm Bach Extrusion of hybrid sheet metals // Journal of Materials Processing Technology. Volume 212, Issue 5, May 2012. Pp. 1030-1038.

11. Wenxiong He, Erde Wang, Lianxi Hu, Yang Yu, Hongfei Sun Effect of extrusion on microstructure and properties of a submicron crystalline Cu-5 wt.%Cr alloy // Journal of Materials Processing Technology. Volume 208, Issues 1-3, 21 November 2008, Pp. 205-210 .

12. Nicolas Fiétiera, Yves Krähenbühlb, Matthieu Via-lardb New methods for the fast simulations of the extrusion process of hot metals // Journal of Materials Processing Tech-nology. Volume 209, Issue 5, 1 March 2009, Pp. 2244-2259.

13. Дмитриев, А.М., Коробова, Н.В., Толмачев, Н.С. Холодное выдавливание конических стаканов с цилиндрической полостью // Наукоемкие технологии в машиностроении. - 2016. - № 1 (55). - С. 8-14.

Войти или Создать
* Забыли пароль?