Силовые режимы изотермического обратного выдавливания патрубка с наклонным фланцем Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.777.4

СИЛОВЫЕ РЕЖИМЫ ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ОБРАТНОГО ВЫДАВЛИВАНИЯ ПАТРУБКА С НАКЛОННЫМ ФЛАНЦЕМ

А.В. Черняев, В.Т. Нгуен

Приведены результаты моделирования изотермического обратного выдавливания патрубка с наклонным фланцем методом конечных элементов на основе программного комплекса QFORM 2D/3D. Установлено влияние технологических параметров на силовые режимы обратного выдавливания.

Ключевые слова: моделирование, кратковременная ползучесть, обратное выдавливание, метод конечных элементов, силовые режимы.

Перспективной технологией производства патрубков с наклонным фланцем для изделий ответственного назначения является отбортовка плоских листовых заготовок с предварительно образованным отверстием с последующей операцией обратного выдавливания, повышающей точность толщины стенки и внутреннего диаметра патрубка [1, 2]. Процессы реализуются в регламентированных температурно-скоростных условиях, в режиме вязкопластического течения материала [3].

Рассмотрена операция изотермического обратного выдавливания патрубка с наклонным фланцем в режиме кратковременной ползучести (рис. 1). Материал заготовки принимается вязкопластическим, изотропным, несжимаемым, однородным, изотропно-упрочняющимся. Принимается, что на контактных поверхностях инструмента и заготовки реализуется закон трения Леванова.

Расчеты выполнены с использованием программного комплекса Qform 2D/3D v. 7, который основан на использовании метода конечных элементов. Теоретические исследования силовых режимов проводились в следующих диапазонах изменения технологических параметров: редукция r = Fq/Fi = 1,2.. 1,8, где Fq и Fi - соответственно площади поперечного сечения патрубка до и после обратного выдавливания; коэффициент трения на контактной поверхности инструмента и заготовки m = 0,05..0,2; угол

конусности пуансона g= 6 . 24°; скорость перемещения инструмента V = 0,01... 10мм/с . Геометрические размеры заготовки принимались следующие: начальная толщина sq = 4 мм , диаметр Dq = 80 мм, угол наклона

фланца a = 0...20°. Расчеты выполнены для алюминиевого сплава АМг6 и титанового сплава ВТ6 при температурах обработки T = 450 °C и T = 930 °C соответственно.

Рис. 1. Схема обратного выдавливания патрубка с наклонным фланцем: 1 - пуансон; 2 - опора; 3 - заготовка; 4 - оправка

Для проведения моделирования подготовлены геометрические модели заготовки и инструмента, которые импортированы в программу Qform.

В результате проведения теоретических исследований установлены картины распределения интенсивности напряжений и деформаций в процессе формоизменения заготовки при обратном выдавливании, оценены силовые режимы процесса.

На рис 2. представлены графические зависимости силы операции Р

от перемещения пуансона И = И/И^ , где И - текущее перемещение пуансона; Иб - конечная высота борта изделия при обратном выдавливании патрубка.

а _ б

Рис. 2. Графические зависимости Р от И при обратном выдавливании:

а - сплав АМг6; б - сплав ВТ6 (г = 1,32; а = 10°; у= 10°; т = 0,05)

306

Установлено, что процесс обратного выдавливания патрубков с наклонным фланцем состоит из трех этапов. На первом этапе происходит деформирование части заготовки с неполным охватом её рабочего контура пуансона. На втором этапе осуществляется обратное выдавливание заготовки с полным охватом рабочей части инструмента (стационарная стадия). Третий заключительный этап сопровождается выходом пуансона из контакта с частью трубной заготовки. Показано, что максимальное значение силы операции наблюдается на второй стационарной стадии процесса деформирования патрубка.

На рис. 3 представлены графические зависимости силы операции Р от угла наклона фланца а и скорости перемещения инструмента V при обратном выдавливании патрубка.

25 /кШ

У -Юм^е

У -\мм!с

У-ОДлоЛ

У 11.01.им

.15

(кИ)

15

У 1 Омн/1

у= ы

У - ОЛмт/е

У = <1.111 НИ1-

№

15 градус 2о

а

15 градус 2<>

а

а

б

Рис. 3. Графические зависимости Р от а при обратном выдавливании: а - сплав АМг6; б - сплав ВТ6 (г = 1,32 ;у= 10°; т = 0,05)

Анализ графических зависимостей показывает, что величина максимальной силы Р возрастает при увеличении скорости перемещения пуансона V и уменьшении угла наклона фланца патрубка а. Так, с увеличением скорости перемещения инструмента V от 0,01 до 10 мм/с величина максимальной силы Р увеличивается в 3,2 раза для алюминиевого АМг6 и в 2,1 раза для титанового ВТ6 сплава. Увеличение угла наклона фланца патрубка а от 0 до 20° приводит к снижению величины максимальной силы Р на 20 % для сплава АМг6 и на 15 % для сплава ВТ6.

На рис. 4 представлены графические зависимости силы операции Р от коэффициента трения на контактных поверхностях инструмента и заготовки т.

Установлено, что с увеличением коэффициента трения т величина максимальной силы Р возрастает. Так, с увеличением коэффициента трения т от 0,01 до 0,2 величина максимальной силы Р увеличивается в 1,7 раза для алюминиевого АМг6 и в 1,55 раза для титанового ВТ6 сплавов.

На рис. 5 представлены графические зависимости максимальной силы операции Р от редукции г и угла конусности пуансона у.

а б

Рис. 4. Графические зависимости Р от /и при обратном выдавливании: а - сплав АМг6; б - сплав ВТ6 (г = 1,32; у = 10°; V = 0,1 мм /с)

■|о 1кН>

>0

, 2п

г = г =1,6 1,8

г~ 1,4 г= 1Д

а

(кИ)

II градус 24

п>

Г = ],б ,8 ^^

г = М г = 1.2

|х градус 24

б

Рис. 5. Графические зависимости Р от у при обратном выдавливании: а - сплав АМг6; б - сплав ВТ6 (/ = 0,05; а = 10°; /и = 0,05)

Анализ графических зависимостей показывает, что величина максимальной силы Р возрастает при увеличении редукции г и угла конусности пуансона у. Так, увеличение коэффициента редукции г от 1,2 до 1,8 приводит к росту величины максимальной силы Р в 1,5 - 1,9 раза, а увеличение угла конусности у от 6 до 24° приводит к увеличению Р в 1,7 -2,1 раза для сплавов АМг6 и ВТ6.

Полученные результаты могут быть использованы при разработке технологии производства патрубков с наклонным фланцем из малопластичных материалов в режиме кратковременной ползучести.

308

Список литературы

1. Чудин В.Н., Яковлев С.С., Корнюшина М.В. Математическая модель операции отбортовки отверстия в листовых анизотропных заготовках в режиме кратковременной ползучести // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2013. Вып. 4. С. 66-77.

2. Яковлев С.С., Чудин В.Н., Корнюшина М.В. Математическая модель операции изотермической осесимметричной прошивки патрубка из анизотропного материала в режиме кратковременной ползучести // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2013. Вып. 7. Ч. 2. С. 181-188.

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

Черняев Алексей Владимирович, д-р техн. наук, проф, mpf-tiilaaramhler. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,

Нгуен Ван Тинь, магистрант, tinhnguvenvan1003gsmail.com, Россия, Тула, Тульский государственный университет

POWER MODES ISOTHERMAL RETURN EXTRUSION TUBE FLANGE A. V. Chernyaev, V. T. Nguyen

The results of modeling the isothermal revers extrusion tube with inclined flange finite element method based on QFORM 2D / 3D software are given. The influence of process parameters on the power modes reverse extrusion is found.

Key words: modeling, transient creep, reverse extrusion, finite element method, power modes.

Chernyaev Aleksey Vladimirovich, doctor of technical sciences, professor, mpf-tula@ramhler. ru, Russia, Tula, Tula State University,

Nguyen Van Tinh, magistrant, [email protected], Russia, Tula, Tula State University