Набор краевого утолщения на корпусной заготовке при локальном нагреве Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.983; 539.974

С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ), В.Н. Чудин, д-р техн. наук, проф., (499) 901-51-44, [email protected] (Россия, Москва, МИИТ), А.В. Черняев, д-р техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ), А.А. Перепелкин, асп., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ)

НАБОР КРАЕВОГО УТОЛЩЕНИЯ НА КОРПУСНОЙ ЗАГОТОВКЕ ПРИ ЛОКАЛЬНОМ НАГРЕВЕ

Приводятся соотношения для оценки деформационных, силовых параметров операции и повреждаемости материала. Использован энергетический метод расчета на базе плоского жесткоблочного разрывного поля скоростей для вязко-пластичного материала.

Ключевые слова: вязкость, кратковременная ползучесть, давление, температура, повреждаемость.

Крупногабаритные цилиндрические или конические корпуса изделий специального назначения изготавливают из труб или поковок. Краевые части корпусов имеют утолщения для качественного соединения с другими элементами изделия. Получение утолщений за счет осадки требует нагрева зоны деформации, т.к. материалы заготовок - высокопрочные сплавы. Деформируемый материал заготовки проявляет вязкие свойства (ползучесть). При этом процесс деформирования и, следовательно, качество изделия зависят от скоростных условий обработки [1]. Состояние горячего материала при штамповке можно определить уравнением состояния

ае = As?Sпе (1 -®)p. (1)

где ae, se, Se - эквивалентные напряжение, деформация и скорость деформации соответственно; A, m, е - константы упрочнения; 0 < ю < 1 - повреждаемость материала заготовки при деформировании; p - константа разрушения.

Рассчитаем кинематические и силовые режимы операции, исходя из разрывного жесткоблочного поля скоростей перемещений. Используем энергетическое неравенство [1, 2]

qboVo < Np + Nmp , (2)

где q - давление операции; 8о- толщина стенки заготовки; Vo- скорость перемещения траверсы пресса; Np, Nmp - мощности сил на линиях разрыва скорости и на контактной границе трения соответственно.

В общем случае возможно плоское жестко-блочное поле скоростей, показанное на рис 1, а. Частный вариант соответствует условию у = 0 (показано пунктиром). Поле реализуется при условии

8И1р-со8(ос + у) 5о

cos(p - у)

л/Й2+(81-50)2

(3)

где р -искомый угол; а-заданный угол;

Если у = 0 , то р = arctg

So

у = arctg

s0

h

------

п WW V ч\\\\М

J

!

1 ) / v2

> Р / . 1 \ \ \ 1 щ а

/ / ("Г---. \

\ \ЧЧ\\\ Si w\ \ \ \

a

б

Рис. 1. Набор краевого утолщения: расчетная схема операции (а) и поле скоростей перемещений (б)

Данное поле состоит только из жестких блоков: подвижных «О», «1», «2» и неподвижного «3». Деформации имеют место на линиях разрыва скорости «01», «12», «13».

Обратимся к линиям разрыва скорости. На линии «01» касательная и нормальная к ней компоненты скорости согласно годографу (рис.1, б) определяются выражениями

Vq •cos у

Шх

(4)

СОвф - у)

Конечную эквивалентную деформацию и скорость деформации получим, используя выражения (4), в виде

(£е)01

Шт

cosy

(£e)oi

л/зс^01 )п л/Звтр-совф-у)' /

где конкретное для данной операции время деформирования.

На линии разрыва «12» имеем соотношения

У0 ■ 8Ш р ■ вИ1 (а + у) п/ Л г/ Ур • 5Ш р • соз(а + у) (П2)т =-71-ч-' УУ\2)п=У2=-71-ч-> (6)

cost

з(р-у) ' со$(р-у)

Скорость на линии «13» получим с помощью годографа, т.е.

У0 ■ эш р

У\

(7)

(8)

СО$(р - у)

а эквивалентную деформацию и скорость деформации здесь запишем в ви-

(еД

Vvt _ V0 t -sin р- cosy , v _ (se)j3

' vSe^i3 -

(9)

13 л/3 ./13 л/Зб!-созф-у) t

Выражения (5), (7), (9) позволяют получить, используя уравнение (1), эквивалентные напряжения на линиях разрыва скорости. В соответствии с этим имеем

М01=Л-(ге)^.Гп(1-со01Г, (10)

{ае\2= А-(ее)"'2+" •Г"(\-(ои)Р, (11)

(?е\ъ=А.(геХъ+П-Гп{\-<»иУ, (12)

где соо1?сс>22?а>13 - повреждаемость материала заготовки на соответствующих линиях разрыва.

Длины линий разрыва определим с помощью заданного поля скоростей, т.е.

/ - 5о '0 --

hi

h

1

13

>1

sinp cosa cosy

Внесем в неравенство (2) выражения (4), (6), (8), (10)-(13) и запишем

(13)

ч

л/з

Zo

Ah

(1"®01 У

cosy

\

1+т+п

+

(1-С012 У

sin р • cos(p - у)

h sin р-sin (a + у) ^ ( .\\т+п

50

0 cosa-cos^

m+n ^

7i+n-\

vSly

{соъуУ*1

8Ш р

Л

1+m+n

\

С08

(P-y).

(14)

Давление, как это следует из зависимости (14), повышается при увеличении деформации и скорости операции. Снижение сплошности материала заготовки понижает давление.

91

На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования влияния скорости перемещения инструмента на величину относительного давления при наборе краевых утолщений на корпусных заготовках из титанового ВТ6С при температуре 930 °С и

алюминиевого АМг6 при температурах 450 и 530 °C сплавов, поведение которых описывается кинетической и энергетической теориями прочности соответственно. Механические характеристики исследуемых материалов приведены в табл. 1 [1, 2]. Расчеты выполнены при следующих геометрических параметрах заготовки: 80 = 10 мм ; 81 = 15 мм; h = 20 мм ;

Дh = 10 мм ; а = 14°.

Таблица 1

Механические характеристики исследуемых материалов

Материал Т ,°с аe0, МПа А, МПа/ Сп т п Р

Титановый сплав ВТ6С 930 ± 2 38,0 66,80 0,028 0,0582 0,3

Алюминиевый сплав АМг6 450 ± 2 26,8 54,34 0,104 0,0263 1,0

Алюминиевый сплав АМг6 530 ± 2 18,3 36,95 0,072 0,0306 1,0

На рис. 2 представлены графические зависимости относительного давления Ц = ц / от скорости перемещения инструмента V.

Анализ графических зависимостей показывает, что при наборе краевых утолщений на корпусных заготовках в режиме кратковременной ползучести относительное давление падает при увеличении длительности операции, т.е. при уменьшении скорости деформирования.

1,5 ---

0,01 од 1 мм;; ю

/ АМгб / /

/ ВТ6С /

о ю 20 градус 4 о

Рис. 2. Графические зависимости Рис. 3. Графические зависимости

Ц от V Ц от у (V = 1 мм/с )

Так, с уменьшением скорости перемещения инструмента V от 10 до 0,01 мм/с относительное давление набора краевых утолщений падает на 35 % для титанового сплава ВТ6С и на 10.. .15 % для алюминиевого сплава

АМг6 при температурах обработки 450 и 530 °С.

Для минимизации оценки относительного давления набора утолщений на корпусных заготовках выполнены исследования влияния угла у, определяющего угол наклона скорости действующей вдоль линии разрыва «13», на величину Ц . Результаты исследований представлены на рис.

3. Установлено, что значение у = 20° дает лучшую верхнюю оценку удельного усилия для выбранной конструкции разрывного поля скоростей.

Остановимся на оценке повреждаемости материала при деформировании. Используем уравнения кинетической и энергетической теории прочности [1]. По первой из них повреждаемость описывается зависимостью:

(ве) р

Ш = ( )

Вторая из названных теорий выражается уравнением

^ = |(ае)ре^ . (16)

Апр }

Здесь (ее)пр и Апр - предельные величины эквивалентной деформации и удельная работа разрушения материала [1, 2]:

(8 е )пр = С1ехР

С \

В,

V ае J

Апр = С2 ехР

С \

В а 0

В2-

V а е J

где а0 - среднее напряжение в рассматриваемой точке; С1, С2, В1, В2 -константы разрушения материала при данной температуре, приведенные в табл. 2.

Повреждаемость материала, как это следует из зависимости (15), по деформационной теории прочности определяется рабочим ходом инструмента (деформацией) вне зависимости от скорости. По энергетической теории (16) зависит также от скорости (длительности обработки) и падает при увеличении скорости деформирования.

Расчеты выполнены для набора утолщений на корпусах из титанового сплава ВТ6С при 930 °С и алюминиевого сплава АМг6 при 450 и

530 °С. В первом случае материалу соответствует деформационная теория разрушения, во втором - энергетическая теория.

На рис. 4 и 5 представлены графические зависимости повреждаемости ю на линиях разрыва «01», «12» и «13» от скорости перемещения инструмента V при наборе краевых утолщений на корпусах из алюминие-

вого сплава АМг6 при температурах обработки 450 и 530 0C соответственно. Анализ результатов расчета показывает, что с увеличением скорости перемещения пуансона от 0,01 до 10 мм/с повреждаемость сплава АМг6 возрастает на 10...20 %.

Таблица 2

Константы разрушения исследуемых материалов

Материал T X Bl C 2, МПа Ь2

Титановый сплав ВТ6С 930 ± 2 0,692 -1,19 - -

Алюминиевый сплав АМг6 450 ± 2 - - 101,01 -1,421

Алюминиевый сплав АМг6 530 ± 2 - - 1010,1 -1,421

"|]1

/

/ / со13 /

/ /

0,01 0,1 1 мм! С 10

V--

Рис. 4. Графические зависимости ю от V для сплава АМг6 (450 °C)

"01/ / "12 / "13 /

у / /

/

/

0,01 0,1 1 мм/С 10

V--

Рис. 5. Графические зависимости ю от V для сплава АМг6 (530 0C)

Величина повреждаемости титанового сплава ВТ6С при 930 °С на линиях разрыва скоростей составляет: ©01 = 0,47, ©12 = 0,155, ©13 = 0,074 и не зависит от скорости перемещения инструмента.

Работа выполнена по государственным контрактам в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009 - 2013 годы и грантам РФФИ.

Список литературы

1. Изотермическое деформирование высокопрочных анизотропных материалов / С.П. Яковлев [и др.]. М.: Машиностроение, 2004. 427 с.

2. Изотермическое формоизменение анизотропных материалов же-

стким инструментом в режиме кратковременной ползучести / С.С. Яков-левм [и др.]. М.: Машиностроение, 2009. 412 с.

S. S. Yakovlev, V. N. Tchudin, A.V.Tchernyaev, A.A.Perepelkin

SET OF THE REGIONAL THICKENING ON CASE PREPARATION AT LOCAL HEATING

Ratios for an assessment of deformation, power parameters of operation and damageability of a material are given. The power method of calculation on the basis of a flat rigid and block explosive field of speeds for a viscous and plastic material is used.

Key words: viscosity, short-term creep, pressure, temperature, damageability.

Получено 07.02.12

УДК 621.983; 539.374

С.С. Яковлев, д-р техн. наук, проф., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ),

A.В. Черняев, д-р техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ),

B.И. Платонов, канд. техн. наук, доц., (4872) 35-14-82, [email protected] (Россия, Тула, ТулГУ)

МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОПЕРАЦИИ ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ПРЯМОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ В РЕЖИМЕ КРАТКОВРЕМЕННОЙ ПОЛЗУЧЕСТИ

Приведены математические модели операции изотермического прямого выдавливания в режиме кратковременной ползучести. Установлено влияние технологических параметров, условий трения на контактных границах рабочего инструмента и заготовки, скорости перемещения пуансона на напряженное и деформированное состояния, силовые режимы и предельные возможности изотермического прямого выдавливания.

Ключевые слова: прямое выдавливание, кратковременная ползучесть, повреждаемость, деформация, давления.

Элементы трубопроводов, применяемые в космических летательных аппаратах и связанном с ними наземном оборудовании, изготавливаются из высокопрочных алюминиевых и титановых сплавов в регламентированных температурно-скоростных условиях. Режимы штамповки определяются упрочнением материала и его вязкостью. Эти факторы, влияющие на силовые и деформационные режимы, необходимо учитывать