Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обзор способов изготовления деталей летательных аппаратов и методов расчета технологических параметров 9
1.1. Особенности технологии производства деталей летательных аппаратов 9
1.2. Способы изготовления деталей типа «переходник» 12
1.2.1. Способы раздачи труб 12
1.2.2. Способы локального деформирования 19
1.3. Методы расчета напряженно-деформированного состояния 23
1.3.1. Методы расчета процессов раздачи 23
1.3.2. Методы расчета процессов локального деформирования 31
ГЛАВА 2. Теоретические исследования процесса раскатки трубных заготовок 42
2.1. Исходные уравнения 42
2.2. Определение контактных давлений 44
2.2.1. Расчет контактных давлений в условиях симметрии очаге деформации... 44
2.2.2. Влияние замкнутого контура заготовки на величину подпора 56
2.2.3. Влияние внеконтактных деформаций на величину подпора 58
2.2.4. Учет влияния диаметров оправок на распределение контактных давлений 60
2.2.5. Расчет касательных напряжений от сил контактного трения 64
2.2.6. Определение крутящих моментов 66
2.2.7. Определение работы сил контактного трения 68
2.3. Напряженно-деформированное состояние материала в очаге деформации ... 69
2.4. Методика приближенного расчета силовых параметровпри раскатке труб 73
2.5. Выводы 77
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования процесса раскатки трубных заготовок 78
3.1. Условия проведения экспериментов 78
3.2. Механические свойства материалов 81
3.3. Исследование традиционного процесса раздачи труб 85
3.4. Исследования процесса раскатки 86
3.4.1. Предварительные эксперименты по раскатке 86
3.4.2. Особенности раскатки 89
3.4.3. Величина геометрического контакта при раскатке 90
3.4.4. Внеконтактная деформация при раскатке 92
3.4.5. Определение момента внешних сил при раскатке 95
3.4.6. Сопоставление результатов опытных и теоретических работ 96
3.5. Раскатка с помощью давильного кольца 97
3.6. Совмещение процессов раздачи и раскатки труб 100
3.7. Выводы 101
Основные результаты и выводы 102
Список литературы 103
Приложение 1
- Способы изготовления деталей типа «переходник»
- Определение контактных давлений
- Напряженно-деформированное состояние материала в очаге деформации
- Исследования процесса раскатки
Введение к работе
Актуальность темы. Летательные аппараты (самолеты, вертолеты, ракеты и др.) состоит из нескольких тысяч различных металлических деталей, большую часть которых (до 70%) получают методами листовой штамповки.
Широкое применение листовой штамповки в авиа- и ракетостроении объясняется целым рядом ее преимуществ:
- малая трудоемкость изготовления;
- большая производительность и малая себестоимость деталей;
- сравнительно небольшие потери материала заготовки, высокий коэффициент использования материала;
- благоприятные условия для механизации и автоматизации процессов;
- высокое качество получаемых деталей (высокие точностные параметры, малая шероховатость поверхностей и др.).
В зависимости от функционального назначения детали, применяемого материала, габаритов и программы выпуска используются различные методы ее изготовления. Это процессы раздачи и обжима труб, вытяжка, формовка и гибка листового материала и др. Для осесимметричных деталей типа обтекатель, переходник, сильфон, компенсатор и других деталей гидрогазовых систем летательных аппаратов в последнее время все чаще применяются методы локального деформирования, в том числе методы ротационного формообразования, которые в сравнении с традиционными методами листовой штамповки обладают рядом достоинств: снижением деформирующего усилия, простотой технологической оснастки, большими возможностями формоизменения и другими преимуществами.
Однако не все процессы ротационного деформирования в настоящее время являются достаточно изученными. Это в полной мере относится к перспективному процессу изготовления осесимметричных деталей летательных аппаратов раскаткой труб. Поэтому исследования в этом направлении (в части расчета напряженно-деформированного состояния и определения оптимальных режимов деформирования) являются актуальными.
Представленная работа выполнена на кафедре «Технология производства летательных аппаратов» «МАТИ» - Российского государственного технологического университета им. К.Э. Циолковского, где проведены все теоретические и экспериментальные исследования.
В теоретическом плане работа связана с совершенствованием методов расчета напряженно-деформированного состояния в операциях штамповки при изготовлении деталей летательных аппаратов, основы которых были заложены российскими и зарубежными учеными, в том числе М.В. Сторожевым, Е.А. Поповым, М.Н. Горбуновым, А.Д. Томленовым, В.И. Ершовым, Е.А. Унксовым, А.И. Целиковым, В.С. Смирновым, А.Г. Овчинниковым, В.Г. Кононенко, Н.И. Могильным, Л.Г. Юдиным, С.П. Яковлевым, С. Колпакчиогли, Ш. Кобаяси, Э. Томсеном и другими.
Целью работы является сокращение сроков технологической подготовки производства и трудоемкости изготовления деталей летательных аппаратов типа «переходник», получаемых раскаткой труб.
Для достижения поставленной цели были сформулированы и решены следующие задачи:
- проведены технологические и теоретические исследования процессов раздачи труб и ротационного деформирования и определены методы решения поставленной задачи;
- разработана методика расчета напряженно-деформированного состояния и режимов обработки при раскатке труб с учетом многопереходности обработки;
- разработана математическая модель процесса раскатки труб, основанная на инженерном методе расчета и энергетическом методе баланса работ;
- проведены экспериментальные исследования, подтверждающие эффективность разработанных теоретических моделей;
- предложены эффективные пути совершенствования процесса раскатки труб при изготовлении деталей типа «переходник».
Методы исследования, использовавшиеся в работе:
- теоретический анализ процессов деформирования с использованием основных положений теории пластичности;
- методы интегрирования дифференциальных уравнений и базовые принципы программирования и передачи информации;
- экспериментальные методы исследования и обработки результатов на образцах и натурных заготовках из трубных заготовок.
Научная новизна работы заключается в следующем:
- усовершенствован метод расчета напряженно-деформированного состояния при раскатке трубных полуфабрикатов с учетом внеконтактных деформаций, сил контактного трения и изменения механических характеристик материала заготовки в результате многопереходной обработки;
- разработана новая математическая модель расчета технологических параметров при раскатке труб;
- предложены эффективные пути совершенствования процесса раскатки при изготовлении деталей летательных аппаратов типа «переходник».
Практическое значение работы заключается в следующем:
- разработаны компьютерные программы для автоматизированного расчета режимов процесса изготовления детали раскаткой труб с учетом упрочнения материала заготовки, которые могут быть использовать на всех стадиях проектирования и освоения новых технологических процессов в промышленном производстве;
- получены аналитические выражения для расчета режимов обработки с учетом влияния основных факторов процесса раскатки;
- разработан новый способ раскатки труб с помощью давильного кольца.
В конечном итоге практическое значение работы состоит в том, что проведенные исследования позволяют сократить сроки технологической подготовки производства и трудоемкость изготовления деталей летательных аппаратов типа «переходник», получаемых раскаткой труб.
Достоверность полученных результатов подтверждается обоснованностью принятых допущений, корректностью построения математических моделей и удовлетворительным совпадением теоретических расчетов с результатами экспериментальных работ.
Апробация работы. Основные результаты работы докладывались на международной молодежной конференции «XXXIII Гагаринские чтения» в 2007- 2009 гг., на Всероссийской научно-техническая конференция «Новые материалы и технологии», проводившихся МАТИ в 2006 и 2007 гг., на конференциях «Актуальные проблемы российской космонавтики», проходивших в МГТУ им. Н.Э. Баумана в 2007 -2009 гг.
Публикации. Содержание диссертации опубликовано в 9 работах, в том числе в научной статье, которая опубликована в журнале, рекомендованном ВАК, и 8 тезисах докладов.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, трех основных глав, общих выводов, списка литературы и 3 приложений. Полный объем работы составляет 116 страниц.
Способы изготовления деталей типа «переходник»
Переходники (рис. 1.3) могут быть получены с использованием различных процессов листовой штамповки (раздачей и обжимом труб, формовкой, вытяжкой и отбортовкой листового материала), а таюке методами локального деформирования (ротационным обжимом, раскаткой и т.п.). В настоящей работе рассматриваются процессы, связанные с увеличением диаметра исходной заготовки, поэтому основное внимание уделено процессам раздачи и раскатки трубных заготовок.
Раздача - формообразующая операция листовой штамповки, заключающаяся в увеличении размеров поперечного сечения части полой заготовки путем одновременного воздействия инструмента по всему периметру (ГОСТ 18970-84).
Существующие процессы раздачи можно разделить на группы [8]:I — процессы раздачи концевых участков труб в нестационарном очагедеформации;II - процессы раздачи концевых участков труб в стационарном очагедеформации;III - процессы раздачи средней части труб (рис. 1.4).
Обычно раздача концевых участков труб осуществляется на жестких конусообразных пуансонах силой, направленной вдоль оси заготовки; раздача средней части трубы - давлением жидкости, газа или эластичной среды, подаваемом во внутреннюю полость заготовки.
В теории обработки металлов давлением приняты следующие определения:1. Очаг деформации - часть заготовки, где развивается пластические деформации материала.2. Зона передачи усилия - часть заготовки, служащая для передачи деформирующего усилия в очаг деформации и находящаяся в упругом состоянии.3. Стационарный очаг деформации - очаг деформации, размеры которого не изменяются по ходу процесса (по времени).4. Нестационарный очаг деформации - очаг деформации, размеры которого изменяются (увеличиваются или уменьшаются) по ходу процесса.5. Установившееся течение - стационарный характер напряженно деформированного состояния заготовки в очаге деформации, при котором полянапряжений и деформаций не зависят от времени.6. Монотонный процесс деформации - процесс деформации, в котором для каждого элемента заготовки реализуется условие постоянства соотношения главных деформаций (напряжений) по ходу процесса.7. Осесимметричный процесс деформирования - процесс деформирования, осуществляемый в условиях осевой симметрии очага деформации, при котором напряженно-деформированное состояние в общем случае зависит от двух переменных: координаты (радиуса) и времени.8. Коэффициент раздачи - минимальное значение отношения исходногодиаметра элемента заготовки к конечному диаметру этого же элемента после раздачи.Для изготовления деталей типа переходников наиболее часто используется процесс раздачи труб на жестком коническом пуансоне [1] с выходом или без выхода заготовки на второй цилиндрический участок пуансона (рис. 1.5).
Деформирование осуществляется путем приложения к торцевой части заготовки усилия Р, под действием которого заготовка раздается на жестком пуансоне без выхода на его второй цилиндрический участок. Процесс может осуществляться как в «холодном» состоянии, так и с нагревом материала заготовки.
Материал в очаге деформации находится в плоском напряженном состоянии (растяжение в окружном и сжатие в меридиональном направлениях) и в объемном деформированном состоянии (удлинение в окружном, укорочение в меридиональном, утонение или утолщение в направлении толщины стенки). Толщина конусообразной части получаемой детали обычно убывает от зоны деформирующего усилия к кромке заготовки.
Ограничивающими факторами приведенного выше процесса раздачи труб являются или разрушение заготовки в зоне наибольшего утонения стенки (на кромке) под действием растягивающих окружных напряжений, или потеря устойчивости зоны передачи деформирующего усилия под действием сжимающих меридиональных напряжений.
Возможности «холодного» деформирования труб не высоки. Коэффициент раздачи Кр трубы для многих среднепластичных материалов типа АМгЗ, АМгб и других лежит в пределах 0,75-0,85. Кроме того, происходит утонение заготовки на кромке.
Для повышения степени формоизменения заготовки используют раздачу труб с нагревом. При этом характерным является зональный нагрев заготовки, разработанный М.Н. Горбуновым [1, 9, 10 и др.]. Такой комбинированный процесс носит название температурной интенсификации процесса раздачи (рис. 1.6).
Нагрев заготовки происходит от предварительно разогретого пуансона, который имеет переменную по образующей температуру нагрева, большую в его основании. Это дает возможность повысить пластичность материала в зоне наибольших деформаций: заготовки в очаге деформации и, одновременно, повысить прочностные свойству заготовки в зоне передачи усилия. В конечном итоге зональный нагрев дае-j возможность повысить возможности раздачи труб в 2,0-2,5 раза (Кр=0,4-0,5).
Для предотвращения чрезмерного утонения заготовки на кромке используете температурно-силовая интенсификация [10, 11 и др.]. В этом случае раздачу с нагреве», заготовки производят с подпором кромки заготовки (рис. 1.7). Подпор осуществляют х помощью деформируемого технологического кольца или механическими устройствам Раздача труб по схеме, приведенной на рис. 1.7, дает возможность снизить утонение стенки (кромки) заготовки, а также в некоторых случаях получать равнотолщинные детали [11,12] с перепадом диаметров 1:2 (Кр=0,5).
Известна также раздача профилированных по толщине трубных заготовок в режиме температурной интенсификации (рис. 1.8) Исходную трубчатую заготовку профилируют таким образом, чтобы в зонах с наибольшим утонением стенки при раздаче заготовка изначально имела большую толщину. Это дает возможность управлять распределением толщины стенки по образующей получаемой детали в широком диапазоне, включая и получение равнотолщинных деталей [13, 14]. Возможности формоизменения в данном случае близки к возможностям раздачи с использованием температурной интенсификации.
Определение контактных давлений
Из приведенных расчетов видно, что влияние подпора со стороны выхода заготовки меньше, чем со стороны входа, примерно в 2,0 раза. Радиус нейтрального сечения р0 определим из условия равенства на этом радиусе величины контактного давления одному и тому же значению, определяемому в зонах 2 и 3 соответственно по выражениям (2.34) и (2.36). Получим Рис. 2.9. Распределение контактных давлений в зависимости от режимов обработки (а/ц =0,225; S/2 = 1,0 мм, AS/2 = 0,2 мм, Rp = 12 мм): 1 _ ст = а" = 0; 2 - а"/ст5 = -0,1; 3 - cj"/as = -0,2 Из рис. 2.6 - 2.9 видно, что величина контактного давления увеличивается до 30-50% к нейтральному радиусу в зависимости от геометрических параметров очага деформации и условий контактного трения. Кроме того, сжимающие напряжения подпора СТ и а также увеличивают контактные давления в очаге деформации. Каким образом, контактное давление в геометрическом очаге деформации величина непостоянная и больше, чем напряжение текучести материала (в среднем на 30-40%), что необходимо учитывать в расчетах технологических параметров. 2.2.2. Влияние замкнутого контура заготовки на величину подпора В процессе раскатки заготовка постоянно увеличивается в диаметре. Это говорит о том, что заготовка пластически распрямляется. При этом максимальный изгибающий (разгибающий) момент возникает с противоположной (от зоны сжатия) стороны в точке «с» (рис. 2.10). - Q -«- Q Последующие формы Исходная заготова Рис. 2.10. Схема распрямления заготовки в процессе раскатки Известно, что при гибке «широкой полосы» момент внутренних сил равен М = BS2, (2.44) где S - толщина стенки заготовки; В - ширина заготовки; CTS - напряжение текучести. Момент внешних сил составит (рис. 2.10) MBHem=2QR3, (2.45) где Q - сила подпора; R3- радиус заготовки. Из условия равенства моментов внешних и внутренних сил получим Q=asBS2 (2.46) 8R3 Из (2.46) следует, что максимальную величину подпора от замкнутого контура заготовки можно рассчитать выражением asS ПОД gR (2.47) причем с учетом знака G = — (7П0Д. Уравнение (2.47) совпадает с известным решением [47] с тем отличием, что напряжение текучести 7S и толщина стенки S не являются константами, а определяются через каждый оборот детали. Расчеты (2.47) показывают (рис. 2.11), что напряжения подпора от замкнутого контура тонкостенной заготовки значимы только в случае, если толщина стенки заготовки и ее радиус соизмеримы друг с другом, в противном случае эти напряжения могут не учитываться в расчетах напряженно-деформированного состояния заготовки. (2.48) где as- напряжение текучести для плоского напряженного состояния. Из выражения (2.48) видно, что контактное давление а в точке «Ь» за счет деформирования внеконтакных зон больше напряжения текучести материала (в точке «а») в 2,57 раза. Построим предполагаемые линии скольжения при раскатке колец по аналогии с рис. 2.12 без учета трения. Из ряда работ [43 и др.] известно, что область внеконтактной деформации при продольной прокатке имеет значительную протяженность на входе заготовки в геометрический очаг деформации. Очевидно, что здесь (рис. 2.13) зона пластической деформации будет располагаться в зоне геометрического контакта (под роликом) и перед роликом (внеконтактная деформация). Рис. 2.13. Возможное поле линий скольжения при раскатке колец Предлагаемое поле линий скольжения дает возможность достаточно просто определить величину сжимающих напряжений подпора а на входе заготовки в зону геометрического контакта независимо от углов наклона линий скольжения под инструментом. Если на свободной поверхности в точке «а» (рис. 2.13): a = 0 ; сх = — Gs, то, очевидно, при небольших углах а направление X совпадет с координатой р, а направление Y - с координатой 9. Из этого следует, что величина сжимающих напряжений подпора а (в радиальном направлении) всегда равна напряжению текучести, т.е. a=-as. (2.49) Таким образом, в рамках принятых допущений, установлено, что независимо от условий контактного трения, геометрических параметров заготовки и деформируемых оправок величина сжимающих радиальных напряжений подпора а на входе в зону контакта примерно равна напряжению текучести материала as при плоском деформированном состоянии. Это увеличивает величину контактных давлений под давильными оправками примерно в 2 раза. Для приближенных расчетов можно принять, что ае« ств, где ств - предел прочности материала заготовки. 2.2.4. Учет влияния диаметров оправок на распределение контактных давлений Если диаметры оправок при раскатке отличаются, и это отличие существенное (например, в 2 и более раза), то распределение контактных давлений по этим оправкам будет различным. Установить закон распределения контактных давлений для оправок различного диаметра можно из условия равенства проекций сил Р и Q, действующих на заготовку в поперечном сечении (рис. 2.14). Рис. 2.14. К расчету контактных давлений при раскатке трубы оправками различного диаметра Имеем Pi = Qi. Величину силы Р (без учета сил контактного трения) можно определить интегрированием эпюры контактных давлений по оправке Р, а величину Q -интегрированием эпюры контактных давлений по оправке Q (по зонам 1 - 4 в соответствии с рис. 2.1).
Получим для Р и Q: Рот Ро Роп Г Р= jaei Zdp + Ja62Zdp+ jae3Zdp + jae4Zdp, Ро (2.50) где aei, a61, стеі, aei - соответственно контактные давления по зонам 1, 2, 3 и 4, определяемые выражениями (2.23), (2.34), (2.36) и (2.30); Z — единичная ширина очага деформации (Z=l). Рот Ро Рол Г Q= JaeiZdp+ Ja62Zdp+ CTe3Zdp+ Jae4Zdp, (2.51) R Рот РО Роп где a01, aei, a6I, CTei- соответственно контактные давления по зонам 1, 2, 3 и 4, определяемые выражениями (2.23), (2.34), (2.36) и (2.30) при замене угла а на угол /3; Z - единичная ширина очага деформации (Z=l); р - текущий радиус. Для установления приближенной аналитической связи усилий Р и Q воспользуемся теоремой о среднем интегрального исчисления. Полагая, что средние контактные давления под оправками разного диаметра равны, заменим интегралы (2.50) и (2.51) выражениями P = a;pZa, Q = Zb, (2.52) где C7gP - среднее контактное давление под давильными оправками; a, b - длина очага деформации (рис. 2.15). Рис. 2.15. К определению длины очага деформации «а» и «Ь» Для малых углов а и /3 можно считать, что tg a = a, tg /3 -(3, гипотенуза треугольников ABC и DEF равна большему катету и, соответственно, Р= Pi, a Q= Qi. В соответствии с рис. 2.15 имеем: a2 = R2P - (Rp - p)2; b2 = R2 - (RQ - q)2 или a = V2RPp-p2; b = /2RQq-q2. (2.53) Тогда P P 1 1 P tga = —= , == , i= H—= a a V2RPP P2 Л/p-l V2VRP tgp=a і „ 1 JL = p. (2.54) b ,/2RQq-q2 V Q/q-1 RQ Из условия (2.52) и равенства P=Q имеем: а b, т.е. A/2RPP-P2 = V2RQq-q2 с2-55) Если в выражении (2.55) величины р « 1,0 и q « 1,0, тогда из (2.55) получим Ьі а (2.56) RQ Р Из последнего выражения с учетом (2.54) получим соотношение между углами a и0: «Ь.. (2.57) Р RP Зная радиусы давильных оправок RPH RQ, можно установить отношение глубины внедрения оправок р и q в заготовку, а также величины углов а и /3 при заданном общем утонении стенки заготовки AS = р + q и, следовательно, провести расчеты контактных давлений по выражениям (2.23), (2.34), (2.36) и (2.30) для оправок разного диаметра. Приведенные выражения (2.56), (2.57) справедливы для заготовки-полосы (рис. 2.15). Если же заготовкой является труба (рис. 2.16), то можно получить следующие соотношения по глубинам внедрения давильных оправок р и q по сравнению с глубинами внедрения р и q для плоской заготовки. Согласно (2.52) будем считать, что длины очага деформации «а» и «Ь» для плоской заготовки и для трубы а и Ь равны. Тогда глубина внедрения р со стороны оправки Р будет меньше величины р, а глубина внедрения q со стороны оправки Q будет больше величины q по сравнению с плоской заготовкой (рис. 2.16). Из геометрических соображений и приведенных допущений для данной задачи, как и в предыдущем случае, получим следующие соотношения: (2.58) K3 R0
Напряженно-деформированное состояние материала в очаге деформации
Исходные уравнения равновесия для решения плоской задачи в цилиндрических координатах имеют вид (рис. 2.22): где Сі, Сг - произвольный постоянные, определяемые из граничных условий по р; Сз, С4 - произвольный постоянные, определяемые из граничных условий по 0; nl, п2, m - коэффициенты, причем m = ±- 111(111 + 2) = +Л/п2(п2 + 2) , ст - напряжение подпора при р = R, причем а = аг (0). Точное аналитическое решение системы (2.84) практически не представляется возможным из-за большого числа произвольных постоянных, включая неизвестную функцию подпора а = а (9). В ряде работ систему (2.84) решают, вводя дополнительные допущения. Поэтому решим исходную систему уравнений (2.81) и (2.82) применительно к плоскости симметрии заготовки, допуская различный линейный закон изменения т по координатам. Допустим, что для заготовок, когда длина очага деформации «а» соизмерима с толщиной стенки S, величина тр9по толщине (по G) и по радиусу р не меняется в середине очага деформации. Тогда уравнения (2.79) и (2.80) запишутся в виде Заметим, что из условия равновесия величина напряжения подпора а в середине очага деформации и на свободных поверхностях при линейном распределении ст будет отличать знаком (рис. 2.23). Уравнение (2.86) используем как оценочное. Пусть величина т 8 близка к да „ максимальному значению, тогда (2.86) будет иметь вид = ±as. То есть, для малых dQ углов 0, лежащих в пределе 0-0,15 радиан, изменение ав от величины т 9 будет незначительным (до ± 15% от s ) Решение (2.88), приведенное совместно с распределением напряжений на контактных поверхностях, показано на рис. 2.24 - рис. 2.26. Программа расчета приведена в Приложении 2. Из приведенных графиков распределения напряжений видно, что напряженное состояние в срединной части заготовки отличается от распределения напряжений на поверхностях контакта главным образом тем, что в срединной части заготовки возникают растягивающие радиальные напряжения, величина которых увеличивается по направлению к выходу заготовки из очага деформации и с увеличением напряжений подпора а и о . Таким образом, установлены все основные уравнения, необходимые для расчета технологических режимов раскатки. Для приближенного расчета силовых параметров при раскатке труб используем приведенные выше уравнения, а также метод баланса работ [28-30, 44 и др.], заключающийся в равенстве работ внешних Авнеш и внутренних Адеф сил. С учетом работы сил контактного трения А-ф это равенство работ имеет вид: Ав„еш = Адеф-нАтр. (2.89) Процесс деформирования концевого участка трубы раскаткой заключается в следующем (рис. 2.27). Исходную трубчатую заготовку 1 помещают в зазор между давильными оправками 2 и 3. Под действием усилия Р стенка заготовки сжимается и утоняется, а вращающиеся оправки 2 и 3 обеспечивает бесцентровое вращение заготовки 1. По мере утонения стенки заготовки в очаге деформации 4 диаметр заготовки увеличивается. В данном процессе используется один приводной валок. ЧЕ
Таким образом, момент внешних сил из (2.94) рассчитывается приближенным выражением Мвнеш =(cTsAEi27tR,erLS + 7iRMrasL -PAS)/9. (2.95) Отметим, что расчет по (2.95) может давать несколько завышенные результаты. Общая последовательность расчета следующая. Задаются исходные данные: геометрические параметры заготовки Ro, So, длина очага деформации L, требуемый радиус получаемой детали RK, радиусы оправок Rp и RQ, число оборотов ведущей оправки , в минуту, время обработки to, свойства материала в виде коэффициентов линейной или степенной аппроксимации кривой упрочнения материала. Затем рассчитываются: - конечные деформации заготовки: окружные se, меридиональные єм и деформации по толщине єп: 8e=ln(RK/R0); sm=0; (2.96) „=-so-sm Расчет в указанной последовательности повторяется до тех пор, пока значение текущего радиуса Rx не достигает своей предельной величины RK, время обработки t -значения to, а число оборотов детали - Nfl. Фрагмент программы расчета приведен в Приложении 3. 2.5. Выводы В результате теоретических исследований процесса раскатки концевых участков труб: 1. Разработана методика расчета напряженно-деформированного состояния и режимов обработки при раскатке труб, которая учитывает геометрические параметры заготовки и технологической оснастки, внеконтактную деформацию заготовки перед давильной оправкой и многопереходность обработки с деформационным упрочнением материала. 2. Разработана математическая модель расчета процесса раскатки труб, основанная на методе баланса работ, что дало возможность уточнить влияние сил контактного трения на основные параметры процесса раскатки. 3. Установлено влияние внеконтактной деформации на величину напряжений подпора, на величину контактных давлений и на величину растягивающих напряжений в средней части заготовки. 4. Разработаны программы расчета на ЭВМ основных технологических параметров процесса раскатки концевых участков труб.
Исследования процесса раскатки
В результате предварительных экспериментов было установлено, что возможности раскатки в 1,5-2,0 раза повышают предельные деформации заготовки по сравнению с раздачей на жестком пуансоне, причем большое значение играет время обработки, чем оно меньше (больше деформирующее усилие), тем выше возможности формоизменения. В табл. 3.4 приведены результаты последующих экспериментов по раскатке труб из других материалов. Длина зоны обработки составляла 30—50 мм. Для управления этим эффектом была проведена оценка величины упругого прогиба оправки по выражению [54]: где Е - модуль упругости; 1х - момент инерции; у - прогиб; Р- усилие (реакция) в заделке; М - момент (реакция) в заделке, q - распределенная нагрузка; 1 - длина оправки; z - координата. Здесь P = ql,M = —, Е =20000кг /мм2; q= 50кг/мм, 1 = 50- 80мм. В результате решения (3.3) получено, что фактический прогиб может составлять около 0,05-0,10 мм. Для компенсации прогиба оправки было предложено подкорретировать угол конусности давильного ролика на величину упругого прогиба оправки. После первой коррекции, когда угол конусности давильного ролика составлял около 25 , была получена деталь с обратной конусностью раструба (рис. 3.19, б); после второй коррекции, влияние упругого прогиба оправки было ликвидировано (рис. 3.19, в). Величину геометрического контакта определяли в статическим состоянии по схеме, приведенной на рис. 3.20 в зависимости от усилия Р. Замеры длин «а» и «Ь» контактной поверхности проводились с помощью инструментального микроскопа. Результаты эксперимента приведены в табл. 3.5 - 3.7. Таким образом, экспериментально установлено, что геометрические размеры контактных поверхностей определяются в основном механическими свойствами материала заготовки и деформирующим усилием. Внеконтактную деформацию определяли с помощью тензометрических датчиков с базой 5 мм, которые приклеивали на наружную и внутреннюю поверхности кольцевой заготовки согласно схемы, изображенной на рис. 3.22. Величина относительной деформации заготовки в зоне датчика замерялась автоматическим измерителем деформации АИД-4 (рис. 3.23). В ряде случаев использовалась заготовка из полосы. Датчик Рис. 3.22. Схема наклейки датчиков и перемещения заготовки при замере внеконтактной деформации Рис. 3.23. Общий вид измерителя деформаций АИД-4 Результаты экспериментов даны в табл. 3.8 при погонном деформирующем усилии 50-80 кг/мм. Таблица 3.8 Относительная величина внеконтактной деформации при раскатке №п/п Марка материала Размерызаготовки, мм Относительная величина внеконтактнойдеформации, % Примечание I Д16Т 0 30x1,5 мм -0,1 внешняя поверхность 2 Д16Т 0 30x1,5 мм -0,06 внутренняяповерхность 3 АМгбМ 0 50x2,0 мм -0,18 внешняя поверхность 4 АМгбМ 0 50x2,0 мм -0,12 внутренняя поверхность 5 АМгбМ полоса 20x2,0 мм -0,10 со стороныведущей оправки Образцы исследуемых заготовок приведены на рис. 3.24. Рис. 3.24. Образцы исследуемых заготовок на внеконтактную деформацию Из приведенных результатов видно, что величина внеконтактной деформации заготовки на входе в геометрический очаг деформации значительна. При этом на входе, как показывают измерения, на внешних свободных поверхностях заготовки создаются сжимающие напряжения в пределах 0,5-0,9 от величины напряжения текучести материала заготовки. ) 3.4.5. Определение момента внешних сил при раскатке Рис. 3.25. Схема приспособления для определения крутящего момента Момент внешних сил (крутящий момент) определялся с использованием специального приспособления, установленного на установке для раскатки, схема которого приведена на рис. 3.25, а внешний вид представлен на на рис. 3.26. Рис. 3.26. Общий вид приспособления для определения крутящего момента Величина момента (рис. 3.25) определялась по известной формуле М = Рм Н в момент перемещения заготовки под заданной нагрузкой. Влияние сил трения в передачах установки (шкив, редуктор и т.д.) компенсировалось специальной установочной гирей. Результаты экспериментов применительно к ведущей давильной оправки 0 24 мм и ведомой - 0 60 мм приведены в табл. 3.9. Таблица 3.9 Момент внешних сил при раскатке №п/п Заготовка,материал,размеры Усилие состороныдавильнойоправки, кг Вес гирьгм, КГ Плечо Н,м Толщинав зоне контакта,мм Момент, М, кг м 1 Полоса,АМгбМ20x1,95 мм 500 0,85 0,34 1,93 0,29 2 750 3,45 0,34 1,90 1Д7 3 1000 6,0 0,34 1,80 2,04 4 ТрубаД16Т0 30x10x1,5 500 3,2 0,34 1,45 1,09 5 1000 4,5 0,34 1,40 1,53 67 ПолосаД16Т20x0,95 мм 1000 4,4 0,34 0,93 1,50 1500 6,4 0,34 0,90 2,18 8 ТрубаАМгбМ0 50x24x2,1 1000 4,8 0,34 2,05 1,63 9 1500 6,5 0,34 1,95 2,21 3.4.6. Сопоставление результатов опытных и теоретических работ В табл. 3.10 приведено сопоставление результатов расчета и эксперимента по необходимому крутящему моменту М для деформирования плоских и трубных заготовок. Таблица ЗЛО № п/п Заготовка,материал, размеры Погонноеусилие,P/L,кг/мм Длинаочага,а=Ь, мм(экспер) Длинаочага,а=Ь, мм(расчет) Толщинав зоне контакта,мм Момент, М, кг м (экспер) Момент, М, кг м (расчет) 1 Полоса,АМгбМ20x1,95 мм 25,0 1,0 0,6 1,93 0,29 1,15 2 37,5 1,5 0,9 1,90 1,17 2,0 3 50,0 2,0 1,6 1,80 2,04 3,4 4 ТрубаД16Т0 30x10x1,5 50,0 1,0 0,9 1,45 1,09 1,9 5 100,0 1,8 1,3 1,40 1,53 2,7 6 ПолосаД16Т20x0,95 мм 50 1,0 0,6 0,93 1,50 2,4 7 75 1,5 0,9 0,90 2,18 3,7 8 ТрубаАМгбМ0 50x24x2,1 41,7 1,2 0,94 2,05 1,63 2,2 9 62,5 1,5 1,33 1,95 2,21 3,1 Из таблицы видно, что расчетные значения крутящего момента отражают физические закономерности процесса, однако превышают экспериментальные значения примерно в 1,5-2,0 раза. Это связано с приближенной зависимостью (2.73), которую (по результатам экспериментов) можно уточнить, введя в нее корректирующий коэффициент К=0,6-0,7. С дугой стороны, повышенные расчетные значения крутящего момента удовлетворяют практическим требованиям, т.к. не требуется введение так называемого коэффициента запаса по моменту (мощности) при проектировании установок для раскатки труб. Проведенные эксперименты выявили также еще одну особенность процесса раскатки: сложность обеспечения стабильных диаметральных размеров получаемого раструба, которые определяются временем обработки и величиной распределенной нагрузки от давильного ролика. Для предотвращения указанного недостатка была проведена новая серия экспериментов по раскатке труб (рис. 3.27), где в качестве деформирующего элемента использовалось давильное кольцо взамен давильной оправки [55].
