Влияние схемы напряженного состояния при штамповке выдавливанием на механические свойства изделий из гранул алюминиевых сплавов

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

5. Бронштейн, И.Н. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов / И.Н. Бронштейн, К.А. Семендяев. 10-е изд. М.: Наука, 1964. 610 с.

6. Беляев, С.В Расчет контактных напряжений при совмещенной прокатке-прессовании / С.В. Беляев // Журнал Сибирского федерального университета. Техника и технология. 2009. Т. 2. № 2. С. 167-176.

7. Довженко, Н.Н. Аналитическая и экспериментальная оценка давления при прокатке-прессовании / Н.Н. Довженко, С.Б. Сидельников, С.В. Беляев // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. 2004. №2. С. 27-29.

Bibliography

1. Belyaev S.V., Improving the efficiency of production of aluminium alloys on the basis of control of thermal conditions of compaction process / Belyaev S.V., Dovzhenko N.N., Sidelnikov S.B., etc. Journal of Siberian Federal University. 2009. № 4. p. 418-426.

2. Dovzhenko N.N., Extrusion of aluminium alloys: Modelling and control of

thermal processes / Dovzhenko N.N., Belyaev S.V., Sidelnikov S.B., etc.

Krasnoyarsk: Siberian Federal University, 2009. 208 p.

Belyaev S.V., The decision of the optimal choices in fixed gage for the process

of combine rolling and extrusion /Belyaev S.V., Dovzhenko I.N., Sidelnikov S.B.,

etc. // Journal of Siberian Federal University, 2010. № 4. p. 411-421.

Russian federation patent № 101390 RF. Device for the continuous rolling

and extrusion of the profiles /Belyaev S.V., Sidelnikov S.B., Dovzhenko

N.N., etc. Published 10.03.2011. Newsletter № 7.

Bronshtein I.N. Mathimatics directory for the engineering and students of

HTSI. M.: Sience, 1964. 610 p.

Belyaev S.V., The design procedure of contact stress of process of combine rolling and extrusion / Belyaev S.V. // Journal of Siberian Federal University. 2009. № 2. p. 167-176.

Dovzhenko N.N., Analytical and experimental estimate of the pressure by the rolling-and-pressing / Dovzhenko N.N., Sidelnikov S.B., Belyaev S.V. // Vestnik of MSTU named after G.I. Nosov, 2004. № 2. p. 27-29.

УДК 621.762.4.04:621.78.061 Белокопытов В.И.

ВЛИЯНИЕ СХЕМЫ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ

ПРИ ШТАМПОВКЕ ВЫДАВЛИВАНИЕМ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ

СВОЙСТВА ИЗДЕЛИЙ ИЗ ГРАНУЛ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

Рассмотрено напряженное состояние материала в процессе штамповки выдавливанием. Предложено техническое решение, позволяющее создать более благоприятную схему напряженного состояния с преобладанием сжимающих напряжений, препятствующих возникновению микротрещин в верхней части стенок штампуемых изделий. Ключевые слова: напряженное состояние, выдавливание, штамповка, гранулы.

Tension of material in the process of impact extrusion is examined. Technical decision is recommended to create an effective tension scheme with dominant compression stress strain that prevents micro cracking in the upper part of stampings. Key words: tension scheme, extrusion, stamping, granular.

Одной из основных проблем, связанных с использованием изделий из гранулированных материалов, является устойчивое формообразование штампованных поковок с высокими эксплуатационными свойствами. Отмечено [1], что для обеспечения максимальной прочности схватывания гранул при их совместной пластической деформации необходимо применять такие процессы обработки давлением, которые реализуют наиболее благоприятную схему напряженного состояния, близкую к всестороннему неравномерному сжатию. Для характеристики наличия в схеме сжимающих или растягивающих напряжений принято использовать показатель напряженного состояния К, равный отношению гидростатического напряжения ст к интенсивности касательных напряжений Т [2]. При этом чем меньше (с учетом знака) величина показателя напряженного состояния, тем выше уровень сжимающих напряжений, воздействующих на компактируемый материал.

Получение заготовок для поршней форсированных двигателей внутреннего сгорания из гранул или порошков алюминиевых сплавов с использованием пресс-формы [3], схема которой представлена на рис. 1, в ряде случаев сопровождается появлением микротрещин в стенках изделий, что резко снижает их эксплуатационные характеристики. С целью определения момента возникновения этих несплошностей была предпринята попытка оценки доли сжимающих и растягивающих напряжений в общей схеме напряженного состояния процесса выдавливания. При рассмотрении деформированного состояния в данном процессе геометрический очаг деформации разбили

на пять характерных зон (см. рис. 1), в каждой из которых были найдены компоненты тензора скорости деформации [4]. Этот же принцип использовали и при определении напряженного состояния.

Рис. 1. Схема выдавливания полых изделий из гранулированных материалов: 1 - пуансон; 2 - дополнительная матрица; 3 - основная матрица; 4 - нижний пуансон; 5 - изделие

В основу расчета энергосиловых параметров процесса положен метод баланса мощностей [5]:

N = N в + Мс + Мт =

= \ т • МГ + \ т -|Дит| сСБ + \т-\ит\ ,

V Б

где N -мощность, подводимая к пуансону; N - мощ-

Влияние схемы напряженного состояния при штамповке выдавливанием..

Белокопытов В.И.

ность внутренних сил; N - мощность среза по границам зон; Ыг - мощность трения; V - объем деформируемого металла; Т - интенсивность касательных напряжений; Н - интенсивность скоростей деформации сдвига; 5 - поверхность среза; Аиг - разность скоростей, касательных к границе раздела г и г+1 зоны; - площадь контакта деформируемого металла с инструментом; г - напряжение трения; иг - касательная составляющая вектора скорости истечения.

С учетом мощности, подводимой к инструменту, было получено уравнение для определения удельного усилия штамповки:

мощность трения на нижнем пуансоне; Ыт(322 - мощность трения на боковой поверхности матрицы. В зоне 4:

^ = Ыт(4),

где ЫТ4 - мощность трения на калибрующем пояске основной и дополнительной матрицы.

Выражения для нахождения соответствующих мощностей представлены в таблице.

Формулы для нахождения потерь мощностей в каждой из зон

р,„.

РбР +-

N

Ж  К2 -Од

где ид - скорость перемещения пуансона; Рвр -удельное усилие брикетирования, определяемое из выражения:

" 1 -V, ' 1^/3 V

где у0 - исходная относительная плотность свободно насыпанных гранул; у - плотность скомпактированного брикета; т8 - сопротивление сдвигу скомпактированного материала; ^ - коэффициент трения.

Энергозатраты на преодоление мощностей, содержащихся в уравнении (1) для каждой из зон, складываются из следующих составляющих:

в нулевой зоне

№ = ^

где №д - мощность трения на внутренней поверхности дополнительной матрицы.

При этом считали, что напряжение трения изменяется по закону Зибеля:

Номер зоны Мощности внутренних сил Мощности среза Мощное™ трения

Зона 0 - - Ы0) = т, -и0  К1

Зона 1 N   т,  ч>  К,2  к2/3  к2 ы<12)  'ц  к,  к, ы1  и0  к,3 /ч/3  к,

Зона 2 Ы(в2) = 2п-т„-и0- К2 1п(К2/К1) Ы23> =Л-Т,-ид  К   н2  К2/(К2 - К2> Ы? = ъЦ-п-р-Т, '«0  К,2  (К - К)/кг

Зона 3 К,2 - к к - к

Зона 4 - - ы4)= г,-щ  к,1  к,/

= 43^ • 1

В зоне 1:

К<1) = + ^(01) + ^(12) + Кх(1),

Г

где Ыв1-2 - мощность внутренних сил в зоне 1; Ыс01) - мощность среза на зоны 0 и 1; Ыс(2 - мощность среза на границе зон 1 и 2; ЫТ1 - мощность трения на нижнем пуансоне. В зоне 2:

К<2) = Кв(2) + ^(23) + Кг(2),

где Ыв22 - мощность внутренних сил в зоне 2; ЫС223 - мощность среза на границе зон 2 и 3; Ы-£22 - мощность трения на нижнем пуансоне и торцевой поверхности дополнительной матрицы. В зоне 3:

^ )= ^

где Ыв 32 - мощность внутренних сил в зоне 3; ыС(2) - мощность среза на границе зон 3 и 4; Ы^331 -

Зная потери мощности в каждой из зон, можно определить полную мощность, необходимую для осуществления процесса выдавливания:

N = N° + Ы

Подставив значение полной мощности из уравнения (10) в выражение (2), можно рассчитать удельное усилие штамповки в любой момент времени протекания процесса.

Полученные уравнения были использованы при создании алгоритма решения задачи по оценке удельного усилия выдавливания полых изделий из гранулированных материалов. Для определения сопротивления материала сдвигу использовали аппроксимаци-онные зависимости [10]. Удельное усилие выдавливания определяли при малых перемещениях пуансона по мере заполнения металлом полости пресс-формы.

На основе разработанной математической модели создана программа расчета энергосиловых параметров процесса штамповки выдавливанием.

Для экспериментальной проверки точности полученной математической модели были проведены опыты по штамповке полых изделий из гранулированного сплава САС-1 на гидравлическом прессе в лаборатор-

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

ных условиях. Сходимость экспериментальных и расчетных данных оценивалась с помощью статистических характеристик и показала адекватность полученной модели реальному технологическому процессу. Полученные результаты рекомендованы к практическому применению при выборе технологического оборудования для штамповки гранулированных алюминиевых сплавов.

При определении нормальных напряжений в характерных зонах пресс-формы (см. рис. 1) принимали, что в зонах 1 и 3 имеет место осесимметричное деформированное состояние [6], а в зоне 2 - плоское. При этом для зоны 1 использовали уравнение равновесия и приближенное условие пластичности [7] в виде:

dq

(1

(1

Сг

= 0;

(р(1> -Ар) _ £) ,

Ар

Из условия пластичности (12) следует, что:

СР(1> Сц

Сг

Сг

Р(1) :

(1+4зр)х„

(1) Р ср = Р,

р

N

+ NÍ1) + N

При установившемся процессе

р = (+ ^ + ^ + N112) +

+Nв(2) + N;;,2) + N<23) + Nf) + Ж?1' + (18) +Nf) + N<34) + ^4))/

Среднее напряжение, действующее по поверхности перпендикулярной оси 2:

лЯ

!Л] РгСгСф = - 2

Я 1 Г 3^2

С учетом уравнения

2(1 + 4зр)  Я1т1

с = р + -

3к2

Подставив значение постоянной интегрирования из выражения (20) в уравнение (19), с учетом условия пластичности (12), получили выражения для расчета нормальных напряжений в зоне 1:

где р у - нормальное напряжение на верхней границе зоны 1; о1 - сопротивление деформации скомпактиро-ванного материала; Ар - удельное усилие, необходимое для преодоления напряжения среза на стыке зоны 1 и 2, зоны 2 и 3, а также напряжения трения на боко-войповерхности матрицы:

р(1) = Р^еЯ^ _ г) 4

--  -- ^^^^^ (2 Я, - г) -«2 3

-N/3^ + р - Др.

В рассматриваемом случае главные напряжения в зоне 1 могут быть представлены в виде

-я.

о  „о -

-я,

(') „о -

- р

Приняв во внимание уравнение (16) и условие пластичности (12), нашли выражение для определения среднего гидростатического напряжения в зоне 1. При установившемся процессе

3

Решая совместно уравнения (11) и (12), получили выражение для нормального осевого напряжения на границе зоны 1:

При неустановившемся процессе Ар = 0, р = р? тогда

2т

а -

73'

п

Постоянную интегрирования определяли из условия, что на верхней границе зоны 1:

Приняв Т = т, , оценили показатель напряженного состояния в зоне 1.

При установившемся процессе

где р - удельное усилие выдавливания.

При неустановившемся процессе [8] (истечение металла в зону 2 только начинается):

Ку1 =а/т = 2/43 + (2Ар/3- р)/т, При неустановившемся процессе К<н1> =о-/Т = 2/-Г3 -р(н1)/т,.

В зоне 2 осевая деформация отсутствует, то есть имеет место плоское деформированное состояние. Для определения нормальных напряжений в этойзоне использовали уравнение равновесия и условие пластичности в виде

сц

Сг к2

ч,

(2) .

Ч(2) = 2т

ЧфШ

0.,

к

2

1^0

г + с

к

2

0

Влияние схемы напряженного состояния при штамповке выдавливанием..

Белокопытов В.И.

Решая совместно уравнения (18) и (19), получили:

д

Постоянную интегрирования определяли из граничных условий:

а(2>1 =а(1)\ ,

Угг | г=К, Чгг \г=К1

с = 1-j3p.TR / к, + 1т, 1п К1 --(1 + л/э^гД /3к1 -43т, + р -Ар.

Подставив значение постоянной интегрирования из уравнения (31) в выражение (30), получили уравнение для определения радиального напряжения в зоне 1:

q(2 =-2Spn, (r - R,)/h, - 2z, ln(r / R) --(1 + л/ЗДгД /3h2 -V3r, + p-Др.

qfj = -2у/3цт, (r - R,) / h - 2c, ln( r / R,) --(1 + ^Jb^)c,Ril3h1 -(2 + л/3)г, + p -Ap.

(2) (2) °yr = _ чт ;

(2) , (2) „(2). „(2) __ ^rr +

./2;

Причем на выходе из зоны 2 (r = R2) при установившемся процессе

т = 2^3цт,(R2 - R,)/ h2 + 2т, ln(R2 / R,) + f (1 + %/3^)r,R1 / 3h2 + (1 + V3)r, - p + Ap.

nRiVn

Таким образом, показатель напряженного состояния на выходе из зоны 1 при установившемся процессе

К™ = ст/Г = 2-!3^(R2 -R)/h + 2ln(R2 /Rj) + +(1 + ^J3^)Ri/3h2 +1 + V3-(p -Ap)/r,. При неустановившемся процессе К = ст/Г = 2-J3!л(Кг -R)/ h + 2ln(R2 /Rj)4 +(1 + 43^)RJ3h1 +1 + - (p„<2) - Ap ) / t, .

Допустим, что в зоне 3, как и в зоне 1, имеет место осесимметричное деформированное состояние. Тогда, проинтегрировав уравнение (11) и определив постоян-

ную интегрирования из условия „

(3)\

=„/2А

-R2 "rr r=R2 '

Из условия пластичности (19), с учетом выражения (31), определили тангенциальное напряжение в зоне 1:

Главные напряжения в зоне 2 могут быть представлены в виде

можно получить выражение для радиального и тангенциального напряжений в зоне 3:

= 45 = (К, - К1)/ к - 2т, 1п(К, / ю -

-

/к, - л/Эг, + р-Ар.

Условие пластичности для зоны 3 принимали в виде ¿3> - р

где р(3 - удельное усилие подпора, создаваемое силами трения на калибрующем пояске матрицы.

p

N

Гидростатическое напряжение в зоне 1, с учетом условия пластичности (19) и соотношений (34), может быть представлено в виде

mr2u0

Из условия пластичности (42) и уравнения (41) следует, что

p(3) = -2^3/ит,(R -R)! h -2Ts lnR /R1)-

-(1 + л/ЗДгД /3h -(1 + X(r-R)/ . (44) /h -2>/3r, + p-Ap.

Причем, при r = R3

p = Fcp .

Главные напряжения в зоне 3 могут быть записаны в виде:

При неустановившемся процессе

pf =

r(3) :

(3). a(3) f3). 4.rr ' u фф Ч.фф -

7^=-р

Принимая во внимание уравнение (43) и условие пластичности (41), можно записать выражение для определения среднего гидростатического напряжения в зоне 3.

При установившемся процессе

—2х,/4з - pi3p>.

Гидростатическое напряжение на выходе из зоны 2 при неустановившемся процессе

ст = 2л/3ш- (R - R )/h, + 2т ln(R2 / R.) +

, 2 1 ^ ' 21

+(1 W3,и)гД / 3h2 + (1W3)т, - pf + ApH<2).

При неустановившемся процессе p(c3 = 0 (исте-

чение металла в зону 4 только начинается)

Отсюда показатель напряженного состояния при установившемся процессе

2

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

К

При неустановившемся процессе

К

Анализ напряженного состояния, возникающего в процессе выдавливания, и результаты исследования макроструктуры полученных полуфабрикатов показали, что на свободной поверхности деформируемого металла при заполнении зоны 2 возникают растягивающие напряжения, которые приводят к появлению микротрещин в верхней части стенок штампуемых изделий. Создание схемы напряженного состояния с преобладанием сжимающих напряжений могло бы способствовать повышению ресурса пластичности металла и устранению такого рода дефектов [9].

С этой целью пресс-форму [3] (см. рис. 1) снабдили размещенным в нижней части основной матрицы сменным кольцом, внешний диаметр которого равен внутреннему диаметру основной матрицы, а внутренний диаметр совпадает с внутренним диаметром дополнительной матрицы (рис. 2) [11]. Кольца изготавливали из алюминиевого сплава, близкого по химиче-

2 - основная матрица; 3 - сменное кольцо; 4 - нижний пуансон; 5 - дополнительная матрица; 6 - верхняя плита; 7 - траверса; 8 - тяги верхней плиты; 9 - направляющие; 10 - клин-пальцы; 11 - наклонные отверстия; 12 - ползуны; 13 - горизонтальные пазы; 14 - тяги нижней плиты; 15 - горизонтальные отверстия; 16 - верхний пуансон

Наличие такого кольца привело к появлению усилия подпора при выдавливании сбрикетированных гранул из дополнительной матрицы в основную и создало более благоприятную схему напряженного состояния с преобладанием сжимающих напряжений, препятствующих возникновению микротрещин. В результате применения

пресс-формы со сменными кольцами стала ненужной дополнительная операция по обточке верхней части пресс-изделия и повысился на 7-8% выход годного.

В конструкции пресс-формы [3] предусмотрен пакет тарельчатых пружин для создания противодавления при предварительном уплотнении гранул в брикет. При горячей деформации тарельчатые пружины подвергались воздействию высоких температур, что достаточно быстро приводило их в негодность из-за потери упругих свойств. Замена пружин требовала остановок в работе пресс-формы. В конструкции пресс-формы [11] необходимость в тарельчатых пружинах отпала, так как нужное по величине противодавление обеспечивает сменное кольцо. Сокращение остановок пресс-формы для замены пружин позволило повысить производительность процесса на 2 - 3%.

Список литературы

1. Влияние схемы напряженного состояния на пластичность компакти-рованного гранулированного алюминиевого сплава / А.И. Колпашни-ков, А.П. Петров, А.С. Кирилянчик и др. // Изв. АН СССР. Металлы. 1983. № 3. С. 99-102.

2. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1986. 688 с.

3. А.с. 1109261 СССР, МКИ3 B22F3/02, B30B15/02. Пресс-форма / Н.В. Шепельский, В. И. Белокопытов, Н.А. Грищенко, В.В. Купоросов (СССР). - № 3596053/22 - 02; заявл. 27.05.83; опубл. 23.08.84, Бюл. № 31.

4. Корнилов В.Н., Белокопытов В.И., Русов И.Г. Аналитическая оценка коэффициента бокового давления при сжатии пористого металлического материала в контейнере // Обработка металлов давлением: межвуз. сб. Вып. 15. Свердловск: Изд-во УПИ им С.М. Кирова, 1988. С. 52 - 56.

5. Гун Г.Я. Теоретические основы обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1980. 456 с.

6. Овчинников А.Г. Основы теории штамповки выдавливанием на прессах. М.: Машиностроение, 1983. 200 с.

7. Унксов Е.П. Инженерные методы расчета усилий при обработке металловдавлением. М.: Машгиз, 1955. 280 с.

8. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1977. 424 с.

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

10. Горбунов Ю.А., Усольцев С.В., Белокопытов В.И. Закономерности изменения сопротивления деформации высокопрочных гранулируемых сплавов при их переработке в полуфабрикаты // Тез. докл. II Всесоюз. науч.-техн. конф. по металлургии гранул. М., 1987. С. 98-99.

11. Евразийская патентная организация. Пресс-форма / В.И. Белокопытов; заявитель Сибирский федеральный университет. Заявка на изобретение. - № 201101101 / 26. Приоритет от 19.08.11.

Bibliography

1. Effect of tension on plasticity of compacted granular aluminum alloy / A.P. Kolpashnikov, A.P. Petrov, A.S. Kirilyanchik, etc. // Izv. USSR Academy of Sciences. Metals, 1983. № 3. P. 99-102.

2. Kolmogorov V.L. Mechanics of metal forming. M.: Metallurgy, 1986. 688 p.

3. A.c. 1109261 USSR, МКИЗ B22F3/02, B30B15/02. Press mold / N.V. Shepelsky, V.I. Belokopytov, N.A. Grishenko, V.V. Kuporosov (USSR). - № 3596053/22 - 02; appl. 27.05.83; publ. 23.08.84, Bull. № 31.

4. Kornilov V.N., Belokopytov V.I., Rusov I.G. Analytical estimation of lateral pressure coefficient in compression of porous metal in container // Metal Forming: Interuniversity Collection. № 15. Sverdlovsk: U PI named after S.M.Kirov, 1988.P. 52-56.

5. Gun G.Ya. Fundamentals of metal forming. M: Metallurgy, 1980, 456.

6. Ovchinnikov A.G. Fundamentals of impact press extrusion. M: Mashinostroenie, 1983. 200p.

7. Unksov E.P. Engineering methods of plastic theory in metal forming. Moscow: Mashgiz, 1955. 280p.

8. Storozhev M.V., Popov E.A. Theory of metal forming. M.: Mashinostroenie, 1977. 424 p.

9. Bogatov A.A., Mizhiritsky O.I., Smirnov S.V. Ductility in metal forming. M.: Metallurgy, 1984. 144 p.

10. Gorbunov U.A., Usoltsev S.V., Belokopytov V.I. Common factors of change in strain resistance of extra high tensile granulating alloy in processing in half-finished product // Abstracts of the 2-nd Scientific-Technical Conference of Granular Metallurgy. M., 1987. P. 98-99.

11. The Eurasian Patent Organization. Press mold / V.I. Belokopytov; applicant Siberian Federal University. An application for invention. № 201101101 / 26. Author's Priority 19.08.11.