Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса 9
1.1 Изотермическая штамповка 9
1.2 Классификация деталей с отростками и рёбрами 13
1.3 Перетекание металла в полости штампа 20
1.3.1 Штамповка деталей с отростками 20
1.3.2 Штамповка деталей с рёбрами 26
1.4 Сопротивление деформации при формировании отростков и рёбер 29
1.4.1 Процессы обработки металлов давлением, в которых наблюдается мгновенное изменение скорости деформации в очаге деформации 30
1.4.2 Влияние резкого изменения скорости деформации на сопротивление деформации 39
1.4.3 Наследственные модели сопротивления деформации 48
1.5 Цели и задачи 51
2. Экспериментальное исследование сопротивления деформации в изотермических условиях 53
2.1 Методы получения данных о сопротивлении материалов пластической деформации 53
2.2 Сопротивление деформации алюминиевого сплава АВ при фиксированной скорости деформации 63
2.2.1 Проведение механических испытаний 63
2.2.2 Постановка задачи оптимизации кривых текучести 68
2.2.3 Оптимизация кривых текучести 78
2.2.4 Расчёт кривых текучести экспериментальным методом 84
2.3 Сопротивление деформации алюминиевого сплава АВ при резком изменении скорости деформации 87
2.3.1. Моделирование процессов, характеризующихся резким изменением скорости деформации 87
2.3.2 Проведение механических испытаний с резким изменении скорости деформации на образцах из алюминиевого сплава АВ 88
2.3.3 Моделирование механических испытаний сплава АВ с резким изменении скорости деформации 92
2.3.4 Анализ результатов моделирование механических испытаний с резким изменении скорости деформации 95
2.4 Модель сопротивления деформации сплава АВ 100
2.4.1 Эмпирическая модель сопротивления деформации сплава АВ 101
2.4.2 Модель сопротивления деформации сплава АВ при резком изменении скорости деформации 107
3. Теоретическое исследование перетекания металла в полости штампа 112
3.1 Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при прямом выдавливании (плоская задача) 114
3.2 Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при обратном выдавливании (плоская задача) 122
3.3 Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при прямом выдавливании (осесимметричная задача) 128
3.4 Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при обратном выдавливании (осесимметричная задача) 134
3.5 Определение минимально допустимого радиуса закругления в матрице с радиусом закругления у дна 140
3.6 Выводы и обобщения по задаче определения минимально допустимого радиуса закругления в штампе 147
3.6.1 Влияние свойств материала 147
3.6.2 Форма свободной границы 149
3.6.3 Влияние радиуса закруглением между донной и вертикальной стенками матрицы 151
3.7 Применение метода конечных элементов 152
3.7.1 Моделирование задачи образования естественного радиуса закругления 152
3.7.2 Сила выдавливания 160
4. Экспериментальное исследование перетекания металла в полости штампа 162
4.1 Экспериментальная оснастка 162
4.2 Нарушение контакта материала с инструментом при прямом выдавливании 164
4.3 Нарушение контакта материала с инструментом при обратном выдавливании 166
4.4 Сопоставление данных эксперимента и теоретического расчёта 168
5. Разработка технологических переходов изотермической штамповки поковки детали «Колесо рабочее» 171
Основные результаты и выводы 179
Список использованной литературы 184
Приложения 190
- Процессы обработки металлов давлением, в которых наблюдается мгновенное изменение скорости деформации в очаге деформации
- Сопротивление деформации алюминиевого сплава АВ при резком изменении скорости деформации
- Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при прямом выдавливании (осесимметричная задача)
- Сопоставление данных эксперимента и теоретического расчёта
Введение к работе
Актуальность работы.
Изотермическая штамповка позволяет получать детали сложной конфигурации - поковки с отростками, рёбрами и другими элементами, геометрия которых не позволяет применять для изготовления обычные методы горячей объёмной штамповки. За счёт нагрева инструмента до температуры горячей штамповки материал не остывает при заполнении тонких полостей штампа, что позволяет подобрать оптимальные режимы штамповки как по скорости деформирования, так и по нагреву материала. При разработке технологии изотермической штамповки деталей в закрытых штампах необходимо учитывать возможные проблемы, связанные со сложным характером течения материала при заполнении тонких полостей штампа и отростков. Ошибки при проектировании чертежа поковки могут стать причиной образования прострелов, зажимов и заниженного КИМ. Технология изотермической штамповки пока ещё не получила такого же широкого распространения, как обычные методы горячей объёмной штамповки, и, как следствие, опыт разработки технологического процесса, в частности рекомендации по оптимальному проектированию поковки, ещё не накоплен. Так, например, в РТМ 1.4.1644-2001 нет чётких указаний по выбору радиуса закругления между полотном детали и рёбрами, телом поковки и отростками. Указания носят лишь приблизительный, рекомендательный характер и приводятся без чётких научных обоснований. Назначение завышенных радиусов закругления приводит к перерасходу материала, а выбор слишком маленького радиуса, при котором будет нарушаться контакт материала с инструментом, может повлечь образование дефектов, например зажимов. Уменьшение радиусов закругления на поковке особенно актуально для деталей с большим количеством рёбер или отростков, например крыльчаток. В связи с изложенным, теоретическое обоснование выбора радиусов закругления на поковке с учётом геометрических и температурных параметров изотермической штамповки заготовок с отростками и рёбрами является актуальной задачей.
Цель работы.
Повышение эффективности операций изотермической штамповки поковок с отростками и рёбрами из алюминиевых сплавов путём теоретического обоснования выбора радиусов закруглений в штамповом инструменте.
Задачи исследования.
-
Теоретически исследовать эффект нарушения контакта материала с инструментом при прямом и обратном выдавливании по схемам плоского и осесимметричного течения.
-
Установить влияние технологических параметров изотермической штамповки на величину зазора в месте нарушения контакта материала с инструментом при прямом и обратном выдавливании.
-
Определить в явном виде математическую модель сопротивления деформации при постоянной и резко изменяющейся скорости деформации.
-
Экспериментально проверить теоретические расчёты течения металла при прямом и обратном выдавливании.
5. Использовать результаты исследований в промышленности и в учебном процессе.
Объект исследования.
Процесс деформирования алюминиевых сплавов методом изотермической штамповки.
Предмет исследования.
Эффект нарушения контакта материала с инструментом и форма свободной границы деформируемого материала (в месте нарушения контакта) при изотермической штамповке по схемам плоского и осесимметричного деформирования при прямом и обратном выдавливании. Сопротивление деформации при изотермической штамповке.
Методы исследования.
Экспериментальные исследования по сопротивлению деформации выполнены на универсальной испытательной машине INSTRON VHS400kN (VHS8800 family)1. Экспериментальные исследования по течению материала при прямом и обратном выдавливании выполнены на гидравлическом прессе силой 2500 кН2.
Теоретический расчёт отхода материала от стенки штампа выполнен методом баланса мощности. Программный код для расчёта теоретической задачи написан в программе MatLab3. Моделирование отхода материала от стенки штампа при прямом и обратном выдавливании выполнено в программе Qform 7.1 Корректировка кривых текучести, полученных при проведении испытаний, выполнена методом постановки обратной задачи в программе Qform 5.14. Разработка технологии штамповки детали «Колесо рабочее» выполнено с применением программ Qform 5.1 и Qform 7.1.
Автор защищает:
общие закономерности изменения величины зазора в месте нарушения контакта материала с инструментом при прямом и обратном выдавливании по схемам плоского и осесимметричного деформирования;
модель сопротивления деформации сплава АВ при постоянной и резко изменяющейся скорости деформации;
рекомендации, представленные в виде диаграмм, для определения минимально допустимого радиуса закругления в штампе для различных геометрических отношений инструмента при прямом и обратном выдавливании по схемам плоского и осесимметричного деформирования для сплавов АВ, АД35, АД31, AW6082 и АМгб.
Научная новизна.
Установлены закономерности изменения величины зазора в месте нарушения контакта материала с инструментом в зависимости от геометрических параметров, механических свойств деформируемого материала и температуры штамповки
1 Оборудование установлено в Институте обработки металлов давлением (г. Ганновер, Германия)
2 Оборудование установлено в Университете машиностроения (г. Москва)
3 Программное обеспечение установлено в Институте обработки металлов давлением (г. Ганновер, Германия) и
Университете машиностроения (г. Москва)
4 Программное обеспечение установлено на кафедре «Машины и технологии обработки металлов давлением»
Университета машиностроения (г. Москва)
при прямом и обратном выдавливании поковок с отростками и рёбрами в условиях плоской и осесимметричной схемы деформации на основе определения формы границы свободного течения металла.
Практическая значимость.
Диаграммы для определения минимально допустимого радиуса закругления на поковке из сплавов АВ, АД31, АД35, AW6082 и АМгб могут быть использованы на производстве при проектировании инструмента. Полученная математическая модель сопротивления деформации сплава АВ может быть использована при расчётах технологических процессов в коммерческих специализированных программах, а также при расчётах любым из известных математических методов теории ОМД. Разработанная, с использованием диаграмм для определения минимально допустимого радиуса закругления в штампе, технология изотермической штамповки заготовки детали «Колесо рабочее» позволила повысить КИМ в 2,5 раза и, соответственно, снизить трудоёмкость последующей механической обработки.
Реализация работы.
Разработанная технология изотермической штамповки детали «Колесо рабочее» была востребована на ФГУП «НПЦ газотурбостроения «САЛЮТ», г. Москва. Благодаря переходу предприятия к изготовлению детали «Колесо рабочее» методом изотермической штамповки взамен технологического процесса изготовления детали ковкой существенно повышается коэффициент использования материала и сокращается время на изготовление детали.
Отдельные результаты исследований использованы в учебном процессе при подготовке магистров по направлению 150700 «Машиностроение», и включены в лекционный и практический курс дисциплин «Математические методы решения задач объёмной штамповки» и «Компьютерные технологии в машиностроении», а также использованы в научно-исследовательской работе студентов, при выполнении курсовых и дипломных проектов на кафедре «Машины и технологии обработки металлов давлением им. И.А. Норицына» Федерального государственного бюджетного образовательного учреждении высшего профессионального образования «Московский государственный машиностроительный университет (МАМИ)».
Связь темы диссертации с общегосударственными задачами.
В диссертации использованы материалы полученные в рамках выполнения государственных контрактов ГК 14.740.11.0584 «Исследование сопротивления сплавов системы Al-Mg-Si деформации в течение переходных процессов, инициированных пластической деформацией, при повышенных температурах» от 05 октября 2010 г и ГК 14.В37.21.0874 «Развитие методов оценки сопротивления деформации сплавов на основе алюминия и магния при мгновенном изменении скорости деформации» от 10 сентября 2012 г.
Апробация работы.
Результаты исследований доложены на следующих конференциях:
- XX Conference «Computer methods in materials technology (KomPlasTech)», Zakopane, Poland 2013;
the 16th international ESAFORM conference on material forming ESAFORM-2013, Aveiro, Portugal, 2013;
77-ая международная научно-техническая конференция ААИ «Автомобиле-и тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», г. Москва, 2012;
the 14th international ESAFORM conference on material forming ESAFORM-2011, Belfast, Great Britain, 2011;
- международная научно-техническая конференция ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвя
щенная 145-летию МГТУ «МАМИ», Москва, 2010.
Публикации.
Основное содержание работы изложено в 20 печатных работах, из них 10 публикаций в ведущих рецензируемых изданиях, включенных в список ВАК.
Структура и объём работы.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных результатов и выводов, списка использованной литературы из 59 наименований, содержит 189 страниц машинописного текста, 122 рисунка, 10 таблиц и 4 приложения.
Процессы обработки металлов давлением, в которых наблюдается мгновенное изменение скорости деформации в очаге деформации
П.А. Петров с соавторами [26] показали, что при штамповке поковки колёсного диска в очаге деформации происходит резкое изменение скорости деформации. При штамповке заготовки диска осадкой формируется ступица, радиальным выдавливанием формируются спицы (набирается материал, под последующее вытачивание спиц), обратным выдавливанием получают обод (рисунок 1.11).
При перетекании материала из области, соответствующей спицам колеса, получаемой радиальным выдавливанием в вертикальную полость соответствующую ободу колеса, получаемую обратным выдавливанием, направление течения материала резко изменяется, в результате чего происходит скачок скорости деформации. На рисунке 1.12 показано сечение А-А, которое проходит через область резкой смены направления течения металла. В зоне перехода напряженно-деформированное состояние материала является объёмным. Напряженное состояние соответствует схеме всестороннего сжатия; деформированное состояние - разноименной схеме деформаций.
На рисунке 1.13 рассмотрен путь деформирования для двух материальных точек очага пластической деформации: №37 и №42. В момент подхода рассматриваемых точек к области изменения направления течения материала скорость деформации в них соответственно равна 0,1479 с-1 и 0,237 с-1; в момент изменения направления течения материала, скорость в этих же точках равна 1,192 с-1 и 1,724 с-1. Таким образом, скорость деформации в зоне перехода изменяется в среднем в 10 раз (рисунок 1.13). Скачок скорости деформации виден также и на диаграмме силы деформирования (рисунок 14), причём скачок силы деформирования соответствует началу процесса обратного выдавливания, т.е. моменту смены направления течения материала. Как известно из теории ОМД, при горячей объёмной штамповке с увеличением скорости деформации напряжение текучести возрастает, и, соответственно, возрастает сила деформирования [26]. Время, сек
На пути деформирования материальных точек №37 и №42 можно увидеть ещё один небольшой скачок скорости деформации, соответствующий приблизительно второй секунде процесса штамповки (рисунок 1.13). Данный скачок скорости деформации соответствует началу перетекания материала в боковую полость матрицы, т.е. началу радиального течения материала. Данный этап деформирования служит примером скачка скорости деформации при деформировании по схеме радиального выдавливания.
Из исследований, сделанных в рассматриваемой работе, видно, что при резком изменении направления течения металла сила деформирования существенно возрастает, что в свою очередь связано со скачком скорости деформации в очаге деформации. Изменение направления течения металла возможно при следующих типовых схемах деформирования и их сочетания:
1) схема деформирования прямого выдавливания;
2) схема деформирования радиального выдавливания;
3) схема деформирования с прямым и радиальным выдавливанием;
4) схема деформирования с радиальным и обратным выдавливанием;
5) схема деформирования с радиальным прямым и обратным выдавливанием;
6) деформирование, при котором изменение направления течения металла связано с перетеканием металла в полости с малым сечением. Классификация процессов радиального выдавливания дана на рисунке 1.15 [22].
Стоит также отметить, что величина скачка скорости деформации зависит от соотношения площадей сечений через которые перетекает материал при изменении направления течения [26].
Таким образом скачок скорости деформации будет наблюдаться при штамповке, таких поковок, при формообразовании которых течение металла соответствует вышеперечисленным схемам.
Рассмотрим простейший пример прямого выдавливания (рисунок 1.17), соответствующий первой из рассматриваемых схем деформирования. Как видно из поля скоростей, металл, прилегающий к горизонтальной поверхности матрицы, резко изменяет направление течения при перетекании в отверстие матрицы. Если построить график пути деформирования материальной точки, которая на начальной стадии выдавливания находится вблизи поверхности матрицы и затем перетекает в отверстие, то будет виден скачок скорости деформации (рисунок 1.18).
Сопротивление деформации алюминиевого сплава АВ при резком изменении скорости деформации
Как уже говорилось в разделе 1.4.2, при резком повышении (или понижении) скорости деформации е., изменение происходит скачкообразно, при этом деформирование материала до и после резкого изменения скорости деформации осуществляется с постоянной скоростью деформации. В разделе 1.4.1 были приведены примеры технологических операций, в которых возникают подобные скачки скорости деформации.
При моделировании технологических процессов, характеризующихся резким изменением скорости деформации, напряжение текучести при скачке скорости деформации будет определяться по последовательному ряду промежуточных значений, определяющихся, в случае использования кривых текучести заданных таблично, линейной интерполяцией между двумя кривыми, построенными для фиксированных значений скорости деформации и определяющих диапазон, в котором находится моделируемый скачок скорости деформации.
При условии, что кривые текучести для фиксированных скоростей деформации определены верно, можно считать, что на первом этапе деформирования, когда скорость деформации практически постоянна, напряжение текучести будет определяться с точностью, обеспечивающей корректные результаты моделирования. Однако определение напряжения текучести в момент скачка скорости деформации и его значения после резкого повышения скорости могут вызывать сомнения ввиду следующих проблем.
1. При скачке скорости деформации напряжение текучести интенсивно повышается (или понижается в зависимости от рассматриваемого процесса) и значения напряжения текучести неизбежно будут находиться в области между двумя разными кривыми текучести. Таким образом, достаточно сложный характер изменения напряжения текучести при резком изменении скорости деформации будет описываться линейной интерполяцией между двумя заданными кривыми текучести.
2. При скачке скорости деформации необходимо учитывать историю нагружения, влияющую на микроструктуру материала, а расчёт напряжения текучести по кривым текучести, определённым для фиксированных значений скорости деформации, не позволяет этого сделать, в результате чего напряжение текучести после скачка деформации может быть завышено или занижено относительно реального.
Для проверки влияния резкого изменения скорости деформации на точность моделирования, провели серию экспериментов по осадке цилиндрических образцов из алюминиевых сплавов со скачкообразным характером изменения скорости деформации.
2.3.2 Проведение механических испытаний с резким изменении скорости деформации на образцах из алюминиевого сплава АВ
Механические испытания с резком изменении скорости деформации проводили аналогично испытаниям описанным в разделе 2.3.1.
При испытаниях использовали универсальную испытательную машину INSTRON VHS400kN (VHS8800 family). Испытания проводили методом осадки цилиндрического образца в изотермических условиях без нанесения смазки на контактную поверхность образцов. Для осадки были изготовлены цилиндрические образцы высотой 10 мм и диаметром 10 мм (рисунок 2.5(a)). Испытания проводились при температуре 430 f для двух программ нагружения: 1- 10 с"1 и 10- 1 с"1. Тогда в общем случае программа нагружения имеет вид: Є1 Є2 (2.18)
Начало скачка скорости деформации соответствовало накопленной деформации еи=0,3.
При проведении испытаний были выдержанны следующие требования.
1) Деформирование образцов исследуемого материала выполняли по программе нагружения (выражение 2.18), обеспечивающей монотонное деформирование со скоростью деформации е7 до заданной накопленной деформации, после чего происходит резкое изменение скорости деформации до требуемого значения ё2, после чего скорость деформации не изменяется до завершения осадки, т.е. на заключительном этапе деформирования скорость деформации также постоянна.
2) Деформирование образцов исследуемого сплава выполнялось по заданной программе нагружения в инструменте, нагретом до температуры испытания.
3) Рабочий инструмент (контейнер) нагревали с помощью
нагревательного устройства. Нагрев инструмента без образца выполняли в течение 1-1,5 часа; с образцом - в течение 20 мин. Контроль температуры осуществляли с помощью термопары, введенной через стенку контейнера в его рабочее пространство. Точность измерения температуры составляла ±3С.
4) Образцы для испытаний получали точением с последующим шлифованием торцовых поверхностей из прессованного прутка исследуемого сплава. Отклонение от номинального размера по высоте образцов не превышало ±0,05мм.
5) После достижения требуемой температуры нагрева, контейнер с образцом исследуемого сплава извлекали из печи и устанавливали на неподвижный стол испытательной машины. Смазку на контактные поверхности не наносили. Далее выполнялся рабочий ход машины в соответствии с заранее заданной программой нагружения.
Определение минимально допустимого радиуса закругления в штампе при прямом выдавливании (осесимметричная задача)
Рассмотрим схему прямого выдавливания в осесимметричной матрице без закругления на ребре, через которое перетекает материал (рисунок 3.13). При перетекании металла в полость матрицы происходит нарушение контакта материала с инструментом и образуется зазор.
Пуансон движется вниз, в направлении оси z, со скоростью V. Очаг деформации разделён на три области. Задача решается методом баланса мощности с допущениями указанными в разделе 3.1.
Как видно из выражения 3.15 значения oi2 и oi3 вынесены из под знака интеграла, что существенно упрощает решение. Значения oi2 и oi3 определяли для интенсивности скорости деформации найденной в точке соответствующей центру области, и для значения накопленной деформации рассчитанной при z=h/2 и z=(h+A-R)/2 соответственно.
Далее, как и в предыдущих задачах, минимизируется значение мощности по R и тем самым определяется величина зазора в месте нарушения контакта материала с инструментом, которая, в свою очередь, будет являться оптимальным или, что то же самое, минимально допустимым радиусом при прямом выдавливании по схеме осесимметричной деформации. При расчёте мощности деформации по выражению 3.15 принимали фактор трения 0,3, скорость деформирования 2 мм/с, отношение А=1,3. По результатам расчётов были определены зависимости отношения R/b от отношения h/b для различных отношений а/Ь, различных температур и различных материалов (рисунки 3.14 - 3.18).
По аналогии с задачами рассмотренными в разделах 3.2 и 3.3 можно составить поле скоростей для осесимметричной задачи обратного выдавливания. На рисунке 3.19 показана схема для решения задачи. При перетекании металла в полость пуансона формируется геометрия свободной границы течения металла, возникает зазор. Пуансон движется вниз, против оси z, со скоростью V. Очаг деформации разделён на три области. Задача решается методом баланса мощности с допущениями указанными в разделе 3.1.На границе свободного течения материала отношение Vz2A p2=tga, где а - угол наклона касательной к функции, задающий форму границы свободного течения материала. Решая дифференциальное уравнение (выражение 3.14), находим функцию f(p) определяющую уравнение свободной границы.
Коэффициент к2 найдём из условия, что f(b-R)=h+A-R, а из равенства нормальных к линии разрыва компонент скорости при p=b-R, когда Vp2(b-R)=Vp3(b-R), найдём коэффициент kh
Выражение баланса мощности для данной задачи будет аналогично выражению для задачи прямого осесимметричного выдавливания (выажение 3.15).
Как и в предыдущих задачах значения аи, ai2i oi3, ail2, ai23 вычисляются по модели сопротивления деформации Хензеля-Шпиттеля (выражение 2.22).
Как и в задаче прямого осесимметричного выдавливания при расчёте напряжения текучести по данной модели принимали, что накопленная деформация изменяется только на поверхностях разрыва скоростей и может быть рассчитана по выражениям 3.16 и 3.17.
Значения ai2 и ав (выражение 3.15) определяли для интенсивности скорости деформации найденной в точке соответствующей центру области, и для значения накопленной деформации рассчитанной при z=h/2 и z=(h+A-R)/2 соответственно.
При минимизации мощности деформации по значению R (выражение 3.15) определяется зазор в месте нарушения контакта, величина которого, в свою очередь, будет соответствовать минимально допустимому радиусу закругления в инструменте. При расчёте мощности деформации по выражению 3.15 принимали фактор трения 0,3, скорость деформирования 2 мм/с, отношение .4 = 1,3. По результатам расчётов были определены зависимости отношения R/b от отношения h/b для различных соотношений а/Ь, различных температур и материалов (рисунки 3.20 - 3.24).
Сопоставление данных эксперимента и теоретического расчёта
Оснастка для реализации схемы обратного осесимметричного выдавливания имеет отношение большего радиуса канала к меньшему 2,065, т.е. отношение а/Ь 2. Как и при проведении экспериментов по схеме прямого выдавливания (раздел 4.2), оснастку устанавливали на гидравлический пресс силой 2500 кН, и нагревали индуктором до температуры 450 С. Скорость перемещения траверсы пресса составляла 2 мм/с. Температуру рабочего инструмента контролировали термопарой. Заготовки нагревали в печи до температуры 450 С, после чего на заготовки наносили смазку АСВ-К. После нанесения смазки заготовки помещали обратно в печь и вновь нагревали до температуры 450 С. На инструмент перед штамповкой также наносили смазку. Заготовки для проведения испытаний: 40x30,5 мм (рисунок 4.3). Были получены образцы, показанные на рисунке 4.7.
Форму границы свободного течения материала, измеряли, как и при прямом выдавливании, в двух направлениях (рисунок 4.8): в горизонтальном (размер, соответствующий величине R на схеме; рисунок 3.19) и вертикальном (расстояние до перехода закругления в вертикальную цилиндрическую поверхность). Среднее значение горизонтального размера закругления составило 0,39 мм, т.е. R/b=0.039 при а/Ь=2,065 и h/b=2,53 (рисунок 3.19). Среднее отношение А замера закругления по вертикали к горизонтальному размеру составило 1,3. В разделе 3.5 рассмотрена задача прямого осесимметричного выдавливания в матрице с радиусом закругления R0 между дном и вертикальной стенкой матрицы. Данная схема соответствует геометрии оснастки при проведении экспериментов по прямому выдавливанию (раздел 4.2). Как уже говорилось, определяющие геометрические отношения экспериментальной оснастки равны: а/Ь=1,4, М?=1,74 и (а-Ь)Ж0=1.93. Приведём ещё раз на рисунке 4.9 график зависимости отношения R/b от отношения h/b, построенной для отношений а/Ь=1,4 и (a-b)/R0=2 для сплава АД35 при температуре 450 V, полученной в разделе 3.5 (рисунок 3.27(6)). Напомним также, что расчёты проводили для Л=1,3, га=0,3 и V=2 мм/с, т.е. при значениях соответствующих эксперименту. По приведенной зависимости можно определить, что при отношении М?=1,74 отношение R/b=0,065 (рисунок 4.9). Тогда расчётный минимально допустимый радиус закругления (с учётом, что в экспериментальной оснастке b=14,5 мм) будет равен #=0,94 мм, а погрешность расчёта относительно эксперимента (с учётом, что средняя величина R в эксперименте составила 0,96 мм) соответственно равна 2%, что подтверждает корректность теоретических расчётов сделанных в разделе 3.5.
Как уже говорилось в разделе 3.6.3, поле скоростей для схемы матрицы с закруглением R0 при значениях R0 близких к нулю даёт результат расчёта мощности, аналогичный расчёту по полю скоростей, определённому для схемы с матрицей без закругления R0 (рисунок 3.35). Таким образом, корректность поля скоростей, рассмотренного в разделе 3.3, также подтверждается вышеописанным экспериментом. Кроме того, поле скоростей для плоской задачи прямого выдавливания в целом аналогично полю скоростей для осесимметричной задачи, что, в свою очередь, даёт право предполагать также и адекватность расчётов по полю скоростей для плоской задачи прямого выдавливания (раздел 3.1).
В разделе 3.4 описывается задача обратного осесимметричного выдавливания. Данная схема соответствует схеме экспериментальной оснастки, описанной в разделе 4.3, определяющие геометрические отношения которой равны: а/Ь=2 и h/b=2,53. Приведём ещё раз на рисунке 4.10 зависимость отношения R/b от отношения h/b определённого для отношения а/Ь=2 для сплава АД35 при температуре 450 f, которая была получена в разделе 3.4 (рисунок 3.20(B)). Напомним также, что расчёты проводили для А=1,3, га=0,3 и V=2 мм/с, т.е. при значениях соответствующих эксперименту.
По кривой, определённой для а/Ь=2, найдём отношение R/b при h/b=2,53: R/b=0,042. Тогда, если Ь=Ю мм (что соответствует геометрии оснастки), величина минимально допустимого радиуса закругления составит 0,42 мм. Из эксперимента известно, что средняя величина горизонтального размера закругления при данных геометрических отношениях составляет 0,39 мм. Таким образом разница между расчётным значением R и экспериментальным составляет 7 %, что подтверждает корректность теоретических расчётов сделанных в разделе 3.4.
Т.к. поле скоростей для плоской задачи обратного выдавливания в целом аналогично полю скоростей для осесимметричной задачи, то можно предположить, что расчёты по полю скоростей для плоской задачи обратного выдавливания (раздел 3.2) также дают корректный результат.170
Деталь "Колесо рабочее" показана на рисунке 1.20. По существующей технологии, применяющейся на ФГУП «НПЦ газотурбостроения «САЛЮТ», поковку детали "Колесо рабочее" изготавливают свободной ковкой с последующей механической обработкой. При этом КИМ составляет 0,23. По предлагаемой технологии поковка изготавливается методом изотермической штамповки в два перехода. Данная технология позволяет повысить КИМ до значения 0,59.
Отрезка заготовки осуществляется на дисковой пиле от прутка из сплава АВ диаметром 70 мм. Скорость подачи 3=240 мм/мин, скорость вращения я=2000 об/мин. Далее осуществляется проточка по диаметру на 2 мм на токарном станке: У=45 м/мин, 3=0,15 мм/мин; t=0.5 мм; и=63 об/мин.
На первом переходе осуществляется осадка цилиндрической заготовки (диаметром 68 мм и высотой 62,6 мм) до высоты 21,5 мм. На втором переходе в закрытом штампе осуществляется окончательная штамповка. Деталь штампуется при температуре 450 С в изотермических условиях на гидравлическом прессе со скоростью деформирования 2 мм/с с нанесением смазки АСВ-К.
Похожие диссертации на Выбор геометрии инструмента для изотермической штамповки поковок с отростками и рёбрами в закрытых штампах
