Электрогидроимпульсная вытяжка-формовка тонколистовых металлов в закрытую матрицу тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.09, кандидат наук Арсентьева Ксения Сергеевна

• Арсентьева Ксения Сергеевна
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Арсентьева Ксения Сергеевна

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТОНКОЛИСТОВЫХ МЕТАЛЛОВ И МЕТОДЫ ИХ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Существующие технологии изготовления деталей из тонколистовых металлов

1.1.1. Вытяжка в жестких штампах

1.1.2. Методы точечного деформирования листовых металлов

1.1.3. Вытяжка с применением дополнительного давления жидкости

1.1.4. Квазистатическая вытяжка эластичными средами

1.1.5. Ударно-импульсная вытяжка эластичными средами

1.1.6. Вытяжка с применением электромагнитного поля

1.1.7. Вытяжка с применением энергии электрического разряда

1.1.8. Сравнительная классификация технологических возможностей методов изготовления деталей из тонколистовых металлов

1.1.9. Обоснование выбора принятой для исследования технологии

1.2. Технология электрогидроимпульсной вытяжки-формовки листовых металлов

1.2.1. История развития и современное состояние электроимпульсных технологий в России и за рубежом

1.2.2. Известные технологические схемы электрогидроимпульсной вытяжки-формовки

1.2.3. Типовые дефекты, возникающие при электрогидроимпульсной вытяжке

1.3. Методы исследования электрогидроимпульсных процессов

1.3.1. Измерение импульсного давления в разрядной камере

1.3.2. Оценка штампуемости листовых заготовок

1.3.3. Измерение параметров напряженно-деформированного состояния заготовки

1.3.4. Необходимости компьютерного моделирования и выбор программного комплекса для исследования

1.4. Выводы по главе и постановка задач исследования

ГЛАВА 2. КОМПЬЮТЕРНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ТОНКОЛИСТОВОЙ ВЫТЯЖКИ-ФОРМОВКИ

2.1. Задачи, связанные с разработкой компьютерных моделей

2.2. Задание параметров нагружения в компьютерных расчетах импульсных процессов

2.2.1. Способы получения зависимости давления от времени

2.2.2. Универсальная зависимость импульса давления

2.3. Разработка геометрической модели

2.4. Задание свойств материала заготовки в ЬБ-ОУКА

2.4.1. Влияние вида кривой деформационного упрочнения

2.4.2. Учет влияния скоростей деформации

2.4.3. Применимость выбранных параметров

2.5. Влияние анизотропии механических свойств материала заготовки

2.6. Разработка компьютерных моделей

2.6.1. Методика создания компьютерных моделей в LS-DYNA

2.6.2. Возможности численных расчетов в LS-DYNA

2.6.3. Верификация разработанных компьютерных моделей

2.7. Исследование процесса тонколистовой вытяжки-формовки в закрытую матрицу

2.7.1. Влияние скорости деформирования на процесс тонколистовой вытяжки-формовки в закрытую матрицу

2.7.2 Влияние формы и длительности импульса давления на процесс вытяжки-формовки в закрытую матрицу

2.8. Выводы по главе

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ

3.1. Экспериментальное оборудование

3.2. Определение динамических диаграмм предельных деформаций

3.2.1 Получение параметров из натурного эксперимента

3.2.2. Получение параметров из компьютерных расчетов

3.2.3. Определение параметров БЬО листовых металлов

3.2.4. Оценка расчетных БЬВ

3.2.5. Применение БЬО для прогнозирования складкообразования и нарушения сплошности

3.3. Измерение параметров деформированного состояния заготовки

3.4. Определение характеристик кривой деформационного упрочнения

3.5. Выводы по главе

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ИНТЕНСИФИЦИРОВАННОЙ ЭГИ ВЫТЯЖКИ-ФОРМОВКИ

4.1. Методика проектирования технологических процессов в LS-DYNA

4.2. Проектирование интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки

4.3. Эффективность интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки

4.4. Технологические возможности интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки

4.5. Разработка технологического процесса изготовления детали типа «колпачок»

4.6. Выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ОСНОВНЫХ СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В

ПРИЛОЖЕНИЕ Г

ПРИЛОЖЕНИЕ Д

ПРИЛОЖЕНИЕ Е

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж

ПРИЛОЖЕНИЕ И

ПРИЛОЖЕНИЕ К

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Электрогидроимпульсная вытяжка-формовка тонколистовых металлов в закрытую матрицу»

ВВЕДЕНИЕ

В различных отраслях машиностроения широко применяется класс полых тонкостенных осесимметричных деталей. Существуют различные методы изготовления подобных деталей, как квазистатические, так и динамические. Эффективным способом получения подобных деталей в мелкосерийном производстве является электрогидроимпульсная (ЭГИ) вытяжка-формовка листовых заготовок. При правильном проектировании процесса ЭГИ вытяжка-формовка позволяет увеличить производительность труда, повысить качество изготавливаемых деталей и снизить их себестоимость в сравнении с вытяжкой-формовкой в жесткий инструментальный штамп. Кроме того, ЭГИ методы сравнительно легко поддаются интенсификации.

Однако, применение ЭГИ технологии не исключает появления брака полностью. При ЭГИ вытяжке-формовке тонколистовых металлов возможно складкообразование на фланце заготовки, фестонообразование и односторонняя утяжка, а также недоштамповка рельефа матрицы при недостаточном уровне энергии, отскок и обратный прогиб купольной части и нарушение сплошности материала заготовки при передозировке энергии.

ЭГИ метод является сложным процессом, который комплексно зависит от множества факторов, таких как геометрия разрядной камеры и электродной системы, свойства передающей среды, геометрия заготовки и свойства ее материала и др. С учетом высоких скоростей, характерных для ЭГИ процесса, экспериментальные исследования, при которых зачастую требуется настройка параметров нагружения или изменение технологической оснастки, являются трудоемкими, затратными по времени и экономически неэффективными.

Ускорение и удешевление подготовки производства деталей возможно при использовании компьютерного моделирования, которое позволяет прогнозировать вероятность возникновения брака и рассчитывать критические параметры исследуемого процесса. Использование современных вычислительных средств для проектирования новых технологических процессов

позволит значительно снизить затраты ресурсов и времени. Компьютерные расчеты позволят подобрать оптимальные параметры процесса, в результате чего количество необходимых натурных экспериментов снизится до двух: для верификации разработанной модели и для подтверждения работоспособности нового технологического процесса.

В связи с этим компьютерное моделирование в конечно-элементном программном комплексе процесса ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых металлов, а также разработка научно-обоснованных рекомендаций для промышленного применения технологических процессов ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых металлов, которые обеспечат снижение трудоемкости производства деталей и проектирования новых ЭГИ технологий, является актуальной научной задачей.

Объект исследования: ЭГИ вытяжка-формовка тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

Предмет исследования: процессы ЭГИ вытяжки-формовки и предельного деформирования деталей из тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

Методы исследования. Исследования проводились с помощью комплексного подхода: компьютерного моделирования и экспериментальных исследований. Компьютерное моделирование осуществлялось в конечно-элементном программном комплексе LS-DYNA с последующей обработкой результатов в постпроцессоре LS-PREPOST. Экспериментальные исследования осуществлялась на установке Импульс АМК-10 и гидравлическом прессе ПСУ-100.

Достоверность положений обеспечена корректностью постановки задач исследования, использованием современных методов компьютерного моделирования с применением программного обеспечения, проверенного на мировом уровне. Осуществлена экспериментальная верификация результатов компьютерного моделирования, а также по предлагаемой технологии экспериментально получены ряд образцов и деталей.

Основные положения, выносимые на защиту:

- Методика разработки компьютерных моделей в комплексе LS-DYNA процессов вытяжки-формовки тонколистовых и особо тонколистовых металлов, учитывающих импульсное нагружение и упругопластическое деформирование заготовки при задании динамической кривой деформационного упрочнения материала заготовки, контактного трения и взаимодействия заготовки с рельефом матрицы.

- Результаты компьютерного моделирования: влияние скоростей деформации на вид кривой деформационного упрочнения, уменьшение пружинения в сравнении со штамповкой в жесткий инструментальный штамп, влияние схемы нагружения, складкообразования заготовки, анизотропии механических свойств, формы матрицы, а также основных технологических параметров на процессы традиционной и интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки.

- Экспериментальные исследования процессов традиционной и интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

- Экспериментально-расчетная методика получения динамических диаграмм предельных деформаций тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

- Экспериментальное получение динамических диаграмм предельных деформаций ряда тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

- Технология интенсифицированной электрогидроимпульсной тонколистовой вытяжки-формовки с дополнительным использованием ресурса пластичности фланца.

Научная новизна работы:

1. В рамках КЭ комплекса LS-DYNA разработаны компьютерные модели процессов традиционной и интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых и особо тонколистовых металлов, учитывающие импульсное

нагружение, упругопластическое деформирование и упругую разгрузку заготовки при задании динамической кривой деформационного упрочнения материала заготовки, контактного трения и взаимодействия заготовки с рельефом матрицы.

2. Предложена и апробирована универсальная зависимость давления от времени, с помощью которой возможно задание параметров нагрузки при компьютерном моделировании импульсных процессов.

3. Установлено влияние скоростей деформации на вид кривой деформационного упрочнения, показано уменьшение пружинения в сравнении со штамповкой в жесткий инструментальный штамп, влияние схемы нагружения, складкообразования, анизотропии механических свойств, а также основных технологических параметров на процессы традиционной и интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки.

4. Разработана экспериментально-расчетная методика получения диаграмм предельных деформация тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

5. Интенсифицированный процесс ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

Практическая значимость:

1. Разработана методика проектирования технологических процессов ЭГИ вытяжки-формовки на основе разработанных компьютерных моделей.

2. Разработана методика получения динамических диаграмм предельных деформаций (FLD) и получены FLD для ряда тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

3. Разработана технология интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

4. Сформулированы научно-обоснованные технологические рекомендации для промышленного применения процессов ЭГИ вытяжки-формовки деталей из тонколистовых металлов.

Апробация работы. Результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих научно-практических конференциях: научно-практическая конференция с международным участием XLII «Неделя науки СПбГПУ», Санкт-Петербург, 02 - 07 декабря 2013 г.; Форум с международным участием XLIII «Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 01 - 06 декабря 2014 г.; форум с международным участием XLIV«Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 30 ноября - 05 декабря 2015 г.; научно-практическая конференция с международным участием XLV «Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 14 - 19 ноября 2016 г.; научно-практическая конференция с международным участием XLVI «Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 13 - 19 ноября 2017 г.; 7-ая международная научно-практическая конференция "Современное машиностроение: наука и образование", Санкт-Петербург, 29 - 30 мая 2018 г.; национальный научный форум с международным участием XLVII «Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 19 - 24 ноября 2018 г.

Публикации. Основные результаты диссертации отражены в 17 работах, 5 из которых включены в перечень ВАК РФ, 1 работа - в базу SCOPUS.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 4 глав, заключения, списка литературы из 134 наименований. Работа изложена на 176 страницах печатного текса, содержит 110 рисунков, 16 таблиц, 8 приложений. Общий объем 207 страниц.

ГЛАВА 1. ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТОНКОЛИСТОВЫХ МЕТАЛЛОВ И МЕТОДЫ ИХ ИССЛЕДОВАНИЯ

В настоящее время известно множество способов изготовления деталей из тонколистовых материалов, в том числе литье под давлением [98], механическая обработка [95], а также метод вакуумного осаждения металлов [55].

Литье считается одним из простейших способов получения деталей [81], отличительной особенностью которого является наличие песчаной или металлической формы, куда подается расплавленный металл. Применение избыточного давления облегчают заполнение жидким металлом кокиля или формы [112], однако быстрый отвод теплоты от расплава стенками существенно затрудняет получение тонкостенных отливок. Минимальная толщина стенки детали, которую можно изготовить при помощи литья под давлением, составляет 0.5 мм, а полученная деталь отличается неравномерностью механических свойств и требует трудоемких финишных операций, таких как выбивка, обрубка, очистка и зачистка отливок [81].

Еще один способ получения осесимметричных тонкостенных деталей -механическая обработка. Данный способ позволяет изготавливать детали самых разных форм, но при этом характеризуется высокой трудоемкостью и значительным отходом металла в стружку [112], что делает применение метода целесообразным только в единичном и опытном производстве.

Один из новейших и высокотехнологичных методов получения деталей из особо тонколистовых металлов и фольг - метод вакуумного осаждения металлов [87, 114] заключается в переводе металла из жидкой фазы в газообразную и переносе жидких частиц в вакууме на поверхность подложки с последующим затвердеванием. Промышленное применение данного метода возможно только при использовании современного вакуумного оборудования и сложной герметичной аппаратуры, поскольку создаваемый вакуум напрямую воздействует на чистоту осаждаемого металла и физические свойства изготавливаемых пленок [43]. Метод вакуумного осаждения позволяет получать

фольгу толщиной менее 20 мкм [79], а также в некоторых случаях пленки толщиной 0.1 - 0.5 мкм [104], но их структура отличается рыхлостью и пористостью [105], а качество деталей падает из-за хрупкости материала, снижения механической и усталостной прочности [91].

Перечисленные выше методы характеризуются высокими трудозатратами, значительными расходами на материал или оборудование. В современном машиностроении существуют процессы изготовления деталей из тонкостенных материалов, позволяющие экономить материал, повышать производительность и снижать затраты при их реализации, а также интенсифицированные процессы обработки металлов давлением, для которых характерны значительная концентрация энергии, высокие скорости деформирования и краткосрочное время воздействия на обрабатываемую заготовку. Такие методы будут рассмотрены в данном параграфе.

1.1. Существующие технологии изготовления деталей из тонколистовых металлов

Существуют различные способы изготовления осесимметричных деталей из тонколистовых металлов, как квазистатических, так и импульсных. Эффективным способом получения таких деталей является вытяжка, т.е. превращение листовых заготовок в полую деталь. При вытяжке заготовок из тонколистовых и особо тонколистовых металлов процесс представляет собой вытяжку с утонением материала заготовки, преимущественно в донной части, а потому такой процесс правильнее называть вытяжкой-формовкой. В данном параграфе будут рассмотрены различные технологии изготовления деталей из листовых и тонколистовых металлов, а потому, под вытяжкой подразумевается также вытяжка-формовка.

С точки зрения рассмотрения формоизменения тонколистовых и особо тонколистовых заготовок, горячая штамповка из-за быстрого остывания

заготовок и возникновения температурных градиентов неприемлема, и поэтому в данном параграфе будет рассматриваться только холодная листовая вытяжка.

1.1.1. Вытяжка в жестких штампах

Листовая вытяжка в жестких штампах (рисунок 1.1) является широко распространенной технологией обработки металлов давлением и представляет собой процесс превращения плоской заготовки в полую деталь за счет пластической деформации, сопровождаемой смещением значительного объема металла в высоту [94]. Плоская заготовка 3 устанавливается на матрице 4 и фиксируется прижимом 2. Пуансон 1 оказывает давление на центральную часть заготовки и вытягивает ее в матрицу, осуществляя таким образом формоизменение материала.

Рисунок 1.1 - Схема листовой вытяжки в жестком штампе: 1 - пуансон;

2 - прижим; 3 - заготовка; 4 - матрица

Листовая вытяжка в жестком штампе позволяет получать миниатюрные и крупногабаритные детали при толщине материала от 0.2 - 0.4 мм до 30 - 40 мм [68, 60]. Степень вытяжки при использовании данного метода обычно находится в пределах к = Из/а = (1.4 ^ 2.2) [106, 113].

Данный метод обладает рядом недостатков. Характерной особенностью инструментального штампа является наличие двух рабочих инструментов -

матрицы и пуансона - и, соответственно, наличие жесткой связи между данными элементами. Поэтому жесткие штампы являются не универсальными, а их изготовление связано со значительными трудностями. Наибольшую трудоемкость вызывает "подгонка" формы пуансона под форму матрицы. Как правило, такая операция осуществляется вручную, занимает много времени и значительно увеличивает стоимость штампа. Каждый пакет штампа предназначен для изготовления конкретной детали и не может быть переналажен для изготовления другой. В связи с этим, метод изготовления деталей в жестких штампах отличается высокой стоимостью инструмента, отсутствием универсальности оснастки и трудоемкостью производства нового инструмента, а длительный срок подготовки производства [48] делает метод неэффективным в рамках мелкосерийного производства.

Возрастание роли продукции, изготавливаемой мелкими сериями, обуславливает необходимость гибкости и приспосабливаемости элементов производственных систем к частой смене параметров продукции [60]. Поэтому все больше применение находят методы, которые исключают один из жестких формообразующих инструментов, и интенсифицированные процессы листовой штамповки, обеспечивающие заданные технические характеристики детали и экономическую эффективность производства [123]. Кроме того, относительная стоимость оснастки интенсифицированных методов в сравнении с вытяжкой в жестких штампах, значительно снижается и составляет 5 - 10 %.

1.1.2. Методы точечного деформирования листовых металлов

Методы точечного деформирования основываются на процессах формоизменения плоских или полых заготовок с приложением точечной или линейной внешней нагрузки, которая перемещается по заданной траектории, а также характеризуются полным или частичным отсутствием традиционных формообразующих элементов [123, 60]. К таким методам относятся ротационная вытяжка и токарно-давильная обработка, основное отличие которых состоит в

выборе деформирующего инструмента: ролик и давильник соответственно. Ротационная вытяжка применяется как экономичная альтернатива листовой штамповке в жестких штампах и глубокой вытяжке в мелкосерийном производстве.

На рисунке 1.2, а приведена схема ротационной вытяжки конусообразной детали 3 из плоской заготовки 2. Заготовка 2 в виде диска фиксируется оправкой 5 и прижимом 4. При вращении оправки ролик 1, перемещаясь вдоль шаблона, деформирует металл. На рисунке 1.2, б показана схема токарно-давильной обработки, где аналогичным образом давильник 1 деформирует плоскую заготовку 2 в полую сферическую деталь 3, зафиксированную прижимом 4 на оправке 5.

Рисунок 1.2 - Схемы получения заготовок методами точечного деформирования: а - ротационная вытяжка конусообразной детали: б - ротационная вытяжка сферической детали; 1 - формообразующий инструмент; 2 - листовая заготовка;

3 - изготавливаемая деталь; 4 - прижим; 5 - оправка

Метод точечного деформирования позволяет получать изделия из обычных сталей и сплавов, медных и алюминиевых сплавов, а также трудно деформируемых и тугоплавких материалов [67]. Ротационной вытяжкой можно получать полые изделия из листовых заготовок диаметром от нескольких мм до 6 м, и толщиной от 0.25 - 0.8 мм в зависимости от выбранного материала [112, 60]. На токарно-давильных станках можно получать детали диаметром до 4 м с

толщиной стенок от 0.25 [107] до 1.5 мм (стали) и до 2 мм (цветные металлы [59]. При деформировании тонких заготовок с толщиной материала менее 0.4 мм возможно возникновение кольцевых складок, шейкообразование и разрушение.

Несмотря на малую стоимость инструмента и незначительные энергетические затраты, ротационная вытяжка и токарно-давильная обработка отличаются невысокой производительностью [112]. При точечном деформировании часто наблюдается погрешность формы в поперечном сечении, что влияет на диаметральные размеры. Оболочка, снятая с оправки, не сохраняет стабильный диаметр и имеет меняющуюся овальность [95]. Чтобы избежать нарушения размерной точности и формы оболочек, рекомендуется проводить формоизменение за несколько переходов, с интервалом времени не менее 20 - 24 часов для упругого восстановления размеров детали [124], что значительно снижает эффективность метода.

1.1.3. Вытяжка с применением дополнительного давления жидкости

Методы с применением дополнительного давления жидкости относятся к категории интенсифицированных методов, разработанных с целью снижения себестоимости изделий, стоимости инструмента и расширения технологических возможностей формоизменения [112]. Главным достоинством подобных методов является отсутствие одного из формообразующих инструментов, благодаря чему отпадает необходимость подгонки пуансона и матрицы друг к другу, существенно снижается стоимость инструмента, уменьшается срок подготовки производства и расширяются возможности применения метода в мелкосерийном производстве.

Метод с применением дополнительного давления жидкости или гидравлическая вытяжка полых деталей производится посредством давления жидкости на деформируемый металл [94]. Существует две разновидности процесса: гидромеханическая вытяжка и гидростатическая вытяжка.

Процесс гидромеханической вытяжки полых состоит в деформировании их жестким пунсоном листовых заготовок в жидкостную матрицу (рисунок 1.3, а). Заготовку 3 размещают на поверхности матрицы 4 и фиксируют прижимом 2, после чего пуансон 1 внедряется в заготовку. При этом в жидкости, находящейся в полости создается давление, под действием которого заготовка приобретает форму пуансона [45].

Процесс гидростатической вытяжки (рисунок 1.3, б) заключается в деформировании жидкостным пуансоном в жесткую матрицу. Заготовка 2 размещается на жесткой матрице 3, фиксируется прижимом 1 и подвергается воздействию жидкости. Под действием давления жидкости заготовка пластически деформируется и приобретает форму матрицы [45].

Рисунок 1.3 - Принципиальные схемы гидравлической вытяжки: а - гидромеханическая вытяжка, б - гидростатическая вытяжка: 1 - пуансон; 2 - прижим; 3 - листовая заготовка; 4 - матрица; 5 - кольцевое уплотнение

Данными методами можно получать конические, сферические, параболические и др. детали из сталей и сплавов, в том числе высокопрочных материалов, сплавов с низкими показателями пластичности и материалов, склонных к схватыванию с материалом инструмента. Получаемые детали обычно среднего размера, до 200 - 500 мм в плане и толщиной от 0.2 - 0.8 мм до 10 мм [45, 94]. Степень вытяжки для данного метода находится в пределах к = Эз/й = (2.2 ^ 2.7) для гидромеханической вытяжки [45, 102] и к = Эз/й = (1.5 ^ 2.4) для гидростатической вытяжки [94, 59].

Метод обладает следующими недостатками. Течение материала фланца заготовки неравномерно, что приводит к выраженной разнотолщинности стенок детали и утонению фланца [45, 60]. Процесс гидростатической вытяжки характеризуется неустойчивым равновесием заготовки в процессе вытяжки и сползанием ее набок при нарушении осевой симметрии, так как между жидким инструментом и заготовкой отсутствует трение [127]. Гидромеханическая вытяжка подвержена сползанию заготовки в меньшей степени, но характеризуется значительным утонением в куполе вытяжке [94] и требует дополнительного уплотнения стыка «заготовка - зеркало штампа».

Методы изготовления деталей под действием давления жидкости находят ограниченное применение в промышленности. Более распространено деформирование листовых заготовок под действием давления эластичной среды или давления жидкой среды, сообщаемого через эластичную мембрану.

1.1.4. Квазистатическая вытяжка эластичными средами

Вытяжку и формовку эластичной средой проводят либо штамповкой эластичной матрицей по жесткому пуансону, либо штамповкой эластичным пуансоном по жесткой матрице [48].

Схема квазистатической вытяжки в жесткую матрицу представлена на рисунке 1.4. Универсальный штамп состоит из контейнера 1, внутри которого размешается эластичный блок 2. Форма изделия определяется матрицей 4. Ползун пресса создает давление эластичной среды на заготовку 3 и деформирует ее по форме матрицы 4 [61]. Меняя шаблоны в пределах размеров контейнера можно получать различные детали.

Квазистатической вытяжкой эластичными средами можно получать детали с габаритами в диапазоне от 20 до 300 мм из алюминия, стали, титана, магниевых и других сплавов толщиной от 0.02 - 0.05 мм; степень вытяжки находится в пределах к = Бз/й = (1.5 ^ 2.2) в зависимости от формы детали [39, 102].

К положительным особенностям метода относят высокую равномерность прилагаемых к заготовке деформируемых давлений, а также быстрый переход от производства одного вида продукции к другому за счет универсальности инструмента [60]. Использование инструмента из полиуретана также предохраняет поверхность металла от механических повреждений [86].

Р

Рисунок 1.4 - Схема квазистатической вытяжки полиуретаном в жесткую матрицу: 1 - контейнер; 2 - эластичный блок (полиуретан); 3 - листовая заготовка;

4 - матрица

Применение полиуретана позволяет сократить стоимость штампа в 5-6 раз по сравнению с металлическим штампом, однако инструмент из эластичной среды является также главным ограничителем технологических возможностей метода. Одной из важных характеристик эластичной среды является твердость, которая определяет эффективность метода и возможность осуществления того или иного процесса [47, 60]. Эластичная среда ограничивает давление, которое будет передано на заготовку, поскольку при превышении предельной нагрузки полиуретановый блок охрупчивается, теряет эластичность и рассыпается [47]. С экономической точки зрения процесс довольно эффективен, однако не обеспечивает предельных возможностей и имеет ряд недостатков.

Неустойчивое по периметру течение фланца в различных участках из-за анизотропии механических свойств может привести к односторонней утяжке фланца [39]. Недостатком данного метода также является необходимость

применения большого давления и излишняя затрата работы пресса [102]. Тонколистовые заготовки, получаемые с использованием эластичной среды, отличаются большим утонением стенок и выраженной разнотолщиностью, которая достигает 30 - 40% и может быть устранена за счет малопроизводительной и трудоемкой обработки [47].

Кроме того, при квазистатической вытяжке полиуретаном из-за низкой скорости нагружения заготовки не всегда удается достичь требуемой предельной степени формоизменения заготовки, которая ниже, по сравнению с вытяжкой в жестких штампах.

1.1.5. Ударно-импульсная вытяжка эластичными средами

Принципиальное отличие ударно-импульсного воздействия от квазистатического заключается в высоких скоростях деформации и краткосрочном воздействии на заготовку. Сущность ударно-импульсной вытяжки эластичными средами заключается в деформировании заготовки импульсом давления, создаваемого в результате удара быстродвижущегося бойка по передающей среде (жидкости или полиуретану), заполняющей рабочую камеру оборудования [93, 121]. Боек массой до нескольких кг разгоняется в стволе 2 до скоростей 50 - 150 м/с. При ударе о поверхность передающей среды кинетическая энергия бойка преобразуется в работу деформирования заготовки и происходит заполнение матрицы.

В литературе вариации метода встречаются под названиями "гидроударная", "пневмоударная", "ударно-импульсная" обработка металлов давлением [46, 93, 111, 120].

Существует несколько разновидностей ударно-импульсной вытяжки. Основные различия заключаются в передающей среде, в качестве которой используют полиуретан (рисунок 1.5, а), жидкость (рисунок 1.5, б) или комбинацию двух сред (рисунок 1.5, в) [116].

Данным методом можно изготавливать детали из различных сталей и сплавов, в том числе цветных, габаритами до 500 - 800 мм и толщиной от 0.5 -0.8 мм до 2.5 - 4.0 мм в зависимости от оборудования [46, 65, 93, 111, 120]. Степень вытяжки ударно-импульсного формоизменения находится в пределах к = D3/d = (1.3 - 1.43).

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Арсентьева Ксения Сергеевна, 2019 год

£ // У

У.

1--2 —

Алюминий 5754, 9=2500 мкс, /*=0.5 0 0.25 0.5 0.75 1

N

0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5

/

•У/

• У'

^ )

г*

1--2---3

0

1

г

3

4

4

Рисунок 2.45 - Кривые относительного профиля заготовки из алюминия 5754, 9 = 2500 мкс: = 0.1 (а) и = 0.5 (б): 1 - профиль матрицы; 2 - касание дна матрицы (недоштамповка); 3 - обратный прогиб при малой передозировке; 4 - профиль заготовки до момента разрушения при значительной передозировке

Алюминий 5754, 9=2500 мкс, Г=0.1

N

0

0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5

0.25

0.5

0.75

•1 г

—_ 4 <" )

1---2---3

0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5

Латунь Л68, 9=2500 мкс 0.25 0.5 0.75

г*

---*=0.1

1

0

1

г

Рисунок 2.46 - Кривые относительного профиля заготовки из алюминия 5754, 9 = 2500 мкс, г* = 0.1: 1 - профиль матрицы; 2 - обратный прогиб (г = 140 мкс); 3 - разглаживание обратного прогиба (г = 2500 мкс)

Рисунок 2.47 - Кривые относительного

профиля заготовки из латуни Л68, полученные без передозировки энергии (9 = 2500 мкс)

• Заполнение цилиндрической матрицы глубиной 15 мм (алюминий 5754)

Многочисленные компьютерные расчеты показали, что заполнить цилиндрическую матрицу глубиной 25 мм заготовкой из алюминия 5754 толщиной 1 мм не представляется возможным даже при увеличении общей длительности импульса давления до 10000 мкс. В связи с этим геометрия матрицы была изменена, ее глубина составила 15 мм. Расчеты проводились для длительности давления 1000 и 2500 мкс.

При длительности давления 1000 мкс заполнения рельефа матрицы не происходит (рисунок 2.48). При передозировке энергии возможен отскок донной части заготовки от дна матрицы (г*=0.1, рисунок 2.48, а) или вдавливание материала в дно матрицы, что в свою очередь частично повышает заполняемость (г*=0.1, рисунок 2.48, б). Значительная передозировка энергии ожидаемо приводит к разрушению заготовки.

При длительности давления 2500 мкс и относительном времени нарастания г*=0.1 полного заполнения рельефа матрицы также не происходит.

Передозировка энергии может привести к серии отскоков заготовки от дна матрицы с возможным разглаживанием (рисунок 2.49, а). Значительная передозировка также приводит к разрушению заготовки.

При длительности давления 2500 мкс и выборе относительного времени нарастания ?*=0.5 возможно полное заполнение рельефа матрицы (рисунок 2.49, б).

а)

б)

Алюминий 5754, 9=1000 мкс, Г=0.1 0 0.25 0.5 0.75 1

0

-0.1

-0.2 -0.3

/ Г

\ /!

Алюминий 5754, 9=1000 мкс, /*=0.5 0 0.25 0.5 0.75 1

0 -0.1 -0.2 -0.3

А г

__ / — X У у)

1--2 —

1--2 —

3

4

3

4

Рисунок 2.48 - Кривые профиля заготовки из алюминия 5754 в цилиндрическую

матрицу глубиной 15 мм, 9 = 1000 мкс: = 0.1 (а) и = 0.5 (б): 1 - профиль матрицы; 2 - касание дна матрицы (недоштамповка); 3 - обратный прогиб (/* = 0.1) или вдавливание (/* = 0.5) при малой передозировке; 4 - профиль заготовки до момента разрушения при значительной передозировке

а)

б;

Алюминий 5754, 9=2500 мкс, /*=0.1 0 0.25 0.5 0.75 1

0.0 -0.1 -0.2 -0.3

Алюминий 5754, 9=2500 мкс, /*=0.5 0 0.25 0.5 0.75 1

0

// Г -0.1 /

* N -0.2 1 __/

Ьи-—•

-0.3

1---2--5

3

4

Рисунок 2.49 - Кривые профиля заготовки из алюминия 5754 в цилиндрическую

матрицу глубиной 15 мм, 9 = 2500 мкс: = 0.1 (а) и = 0.5 (б): 1 - профиль матрицы; 2 - касание дна матрицы (недоштамповка); 3 - обратный прогиб при малой передозировке; 4 - профиль заготовки до момента разрушения при значительной передозировке; 5 - вдавливание заготовки при повышении энергии

• Влияние длительности давления на заполняемость матрицы

На рисунках 2.50 - 2.52 показаны изменения профиля заготовок в зависимости от увеличения длительности давления и относительного времени нарастания давления, полученные без передозировки энергии. Видно, что, вне зависимости от свойств и толщины материала, форма профиля заготовки скругляется с увеличением общей длительности давления и выборе относительного времени нарастания ^ = 0.5.

а)

б)

Алюминий 5754, /*=0.1 0.25 0.5 0.75

Алюминий 5754, /*=0.5 0 0.25 0.5 0.75

N

0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5

Г"

¿р /

0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5

Г

■■'У

У /.'

2---3---4 —

г*

2---3---4 —

Рисунок 2.50 - Кривые профиля заготовки из алюминия 5754 в зависимости от длительности импульса давления при (* = 0.1 (а) и (* = 0.5 (б) (матрица глубиной 25 мм): 1 - профиль матрицы; 2 - 10 мкс; 3 - 100 мкс; 4 - 1000 мкс; 5 - 2500 мкс

а)

Алюминий 5754, /*=0.1 (15 мм) 0 0.25 0.5 0.75

N

0 -0.1 -0.2 -0.3

// Г

/ г

б)

Алюминий 5754, /*=0.5 (15 мм) 0 0.25 0.5 0.75

N

0 -0.1 -0.2 -0.3

1 1 г

1

__/;

1--2 —

1---2-----3

0

1

1

г

1

5

1

5

1

1

г

г

3

а) б)

Латунь Л68, Г=0.1 Латунь Л68, Г=0.5

Рисунок 2.52 - Кривые относительного профиля заготовки из латуни Л68 в зависимости от длительности импульса давления при (* = 0.1 (а) и (* = 0.5 (б): 1 - профиль матрицы; 2 - 10 мкс; 3 - 100 мкс; 4 - 1000 мкс; 5 - 2500 мкс

Качественная оценка заполняемости матрицы определялась по параметру который вычислялся по формуле (2.21). При максимальном заполнении профиля матрицы параметр ^ ^ 1. В таблицах 2.4 - 2.6 указаны значения параметра, определяющего заполнение матрицы £ в зависимости от длительности давления 9, и относительного времени нарастания ^ для заготовок из алюминия 5754 и латуни Л68.

Таблица 2.4 - Параметр заполнения ^ цилиндрической матрицы глубиной 25 мм для заготовки из алюминия 5754

10 мкс 100 мкс 1000 мкс 2500 мкс

?*=0.1 0.779 0.794 0.809 0.831

?*=0.5 0.785 0.809 0.834 0.847

Таблица 2.5 - Параметр заполнения ^ цилиндрической матрицы глубиной 15 мм для заготовки из алюминия 5754

1000 мкс 2500 мкс

?*=0.1 0.846 0.858

?*=0.5 0.958 0.99

Таблица 2.6 - Параметры заполнения ^ сферической матрицы для заготовки из латуни Л68

10 мкс 100 мкс 1000 мкс 2500 мкс

?*=0.1 0.906 0.934 0.950 0.952

?*=0.5 0.908 0.944 0.989 0.991

Таким образом, путем варьирования величины амплитудного давления, относительного времени нарастания и характеристической длительности импульса давления, было рассмотрено влияние формы импульса давления на процесс ЭГИ вытяжки-формовки в закрытые матрицы различной формы заготовок из латуни Л68 и алюминия 5754, а также рассмотрено влияние параметров нагружения на вероятность возникновения брака.

Расчеты показали, что увеличение длительности импульса благотворно сказывается на процессе вытяжки заготовок, позволяя добиться более полного заполнения формы матрицы. При увеличении длительности давления также снижаются требования к точности дозирования энергии, поскольку уменьшается вероятность отскока материала от дна матрицы и последующего разрушения. Кроме того, под воздействием более длительного импульса реализуется подтяжка фланца в полость матрицы.

Изменения фронта давления также оказываются существенными при использовании более длительного импульса. Использование пологого фронта с временем нарастания давления ^ = 0.5 позволило добиться наиболее полного заполнения формы матрицы, в сравнении с 1* = 0.1.

Стоит отметить, что для заготовки из алюминия 5754 при длительности давления в 2500 мкс динамическое решение сходится к квазистатическому и, соответственно, приводит к проявлению эффекта пружинения (Приложение Г). Для заготовки из латуни Л68 указанная длительность в 2500 мкс не приводит к подобному схождению. Поэтому, увеличение длительности давления рекомендуется проводить до определенного предела, т.е. до схождения динамического решения к квазистатическому.

1. Исследованы параметры импульсного давления в разрядной камере. Для компьютерных расчетов ЭГИ вытяжки-формовки сформулирована универсальная зависимость импульса давления, при варьировании параметров которой можно получить зависимости давления от времени различных форм, характерных для ЭГИ процессов. Данная зависимость использовалась в компьютерных расчетах при нагружении заготовки.

2. Рассмотрен вопрос влияния скоростей деформации и их учета на результаты расчетов ЭГИ процессов. Показано, что с учетом более простого задания данных и уменьшения временем счета, для задания параметров листовой заготовки в LS-DYNA допустимо использовать модель материала ЫРЬ с уточнением интегральным коэффициентом динамичности

3. Исследовано влияние анизотропии механических свойств на расчеты, которое показало, что при высоких скоростях деформации, анизотропия механических свойств металла не оказывает существенного влияния на процесс формообразования заготовки. С учетом более простого ввода исходных данных и меньшим требованиям к расчетной модели и вычислительным ресурсам, допустимо использовать модель материала ЫРЬ, а анизотропией механических свойств материала заготовки пренебречь.

4. Разработаны компьютерные модели процессов квазистатической и импульсной вытяжки-формовки тонколистовых металлов. Показаны возможности численных расчетов в комплексе LS-DYNA, которые позволяют определять значения пластической деформации и ее скорость, толщину материала и перемещение для каждой точки заготовки, а также оценивать заполнение рельефа матрицы, определять вероятность потери устойчивости и нарушения сплошности материала в любой момент времени, в том числе в момент остановки; оценивать предельные деформации заготовки в проблемных зонах.

5. Проведена экспериментальная верификация компьютерной модели на примере свободной ЭГИ вытяжки-формовки заготовки из латуни Л68 толщиной 0.24 мм. Отклонение от формы прогиба заготовки, полученной экспериментально составило 2.28% для компьютерного расчета со сложным импульсом давления и 1.64% для расчета с импульсом давления, заданным зависимостью (2.1). Среднее отклонение расчетных значений от экспериментальных значений пластической деформации составили 23.61% для компьютерного расчета со сложным импульсом давления и 23.7% для расчета с импульсом давления, заданным зависимостью (2.1). Сравнения показали, что разработанная компьютерная модель является корректной, а ее использование для технологических расчетов процессов ЭГИ вытяжки-формовки листовых металлов - приемлемо.

6. Путем сравнения расчетов вытяжки-формовки в жестких инструментальных штампах и ЭГИ вытяжки-формовки показано значительное уменьшение пружинения при штамповке аналогичных деталей.

7. Исследовано влияние параметров импульсного давления на процесс ЭГИ вытяжки-формовки в закрытую матрицу. Показано, что увеличение длительности импульса давления позволяет добиться лучшего заполнения матрицы и требует менее точной дозировки энергии в сравнении с более короткими импульсами. Полученные тенденции справедливы для металлов различной толщины, вытягиваемых в матрицы различных форм.

В данной работе экспериментальные исследования проводились с целью получения опытных данных и верификации разработанных компьютерных моделей процессов ЭГИ тонколистовой вытяжки-формовки.

3.1. Экспериментальное оборудование

Эксперименты проводились на установке Импульс АМК-10, имеющей следующие основные параметры:

• Максимальное напряжение заряда конденсаторной батареи - 5.8 кВ;

• Максимальный разрядный ток - 200 кА;

• Емкость конденсаторной батареи - около 500 мкФ

• Собственная частота разрядного тока - 28 кГц;

• Собственное сопротивление - менее 0.001 Ом;

• Максимальная погрешность задания напряжения заряда конденсаторной батареи - 2%

Для проведения экспериментальных исследований процессов традиционной и интенсифицированной ЭГИ вытяжки-формовки тонколистового металла, а также схожих процессов, проектировалась опытная экспериментальная оснастка, позволяющая менять параметры процесса.

В данном исследовании использовалась конструкция оснастки с верхним расположением разрядной камеры относительно заготовки. Разрядная камера крепится к верхней подвижной плите гидравлического пресса. На нижнюю плиту гидравлического пресса устанавливалась ступенчатая обойма и матрица.

На поверхность матрицы устанавливалась тонколистовая заготовка. Также на поверхность матрицы устанавливалось кольцо из упругого материала, внутренний диаметр которого превышал диаметр заготовки. На упругое кольцо устанавливался инерционный разглаживатель таким образом, чтобы создать

между матрицей и разглаживателем увеличенный зазор, величина которого превышает стандартную величину зазора для жесткого защемления. Смещением плиты гидравлического пресса осуществлялось фиксирование оснастки и прижим, после чего рабочая камера заполнялась рабочей жидкостью (водой). Электроды разрядной камеры подсоединялись к клеммам электроимпульсной установки.

Также экспериментальные исследования проводились на гидравлическом прессе ПСУ-100. Общий вид лабораторного испытательного пресса показан на рисунке 3.1. Гидравлический пресс ПСУ-100 применялся при проведении испытаний по нагружению листовых образцов подвижной средой в виде полиуретана.

В настоящем исследовании была разработана экспериментально-расчетная методика получения FLD тонколистового металла [14, 74]. Достоинствами предлагаемой методики является относительная простота оснастки, простота измерений, отсутствие на поверхности образца концентратора напряжений в виде измерительного паттерна и возможность получения критических деформаций для срединной поверхности образца. Таким образом стало возможным получить FLD для тонколистовых и особо тонколистовых металлов.

За основу испытаний взят тест гидростатического выдавливания, в котором деформирующая среда (жидкость) заменена блоком полиуретана марки СКУ-6Л.

При нагружении листовой заготовки эластичной средой реализуется квазистатический процесс деформирования, однако при определенном уровне энергии, накопленной в системе «эластичная среда - заготовка», образец переходит в состояние пластической неустойчивости. При достаточно высоком уровне энергии процесс разрушения заготовки происходит в условиях и при скоростях, схожих с разрушением заготовки при импульсном деформировании, и сопровождается характерным звуком «хлопка». Данный эффект был исследован в работе [24], в которой для измерения накопленной в эластичной среде энергии был использован пьезоэлектрический датчик. Осциллограмма, снятая с датчика (рисунок 3.2), позволяет определить время At, которому соответствует фаза пластической неустойчивости металла.

Интенсивность тензора логарифмических деформаций до начала пластической неустойчивости (е-) и после разрушения (г+) заготовки определяются по формулам:

£- = 1п(к-/к0), (3.1)

£+ = 1п(к+/к0), (3.2)

где к- - толщина заготовки в момент, предшествующий пластической неустойчивости, к + - толщина заготовки после разрушения.

Рисунок 3.2 - Осциллограмма пьезоэлектрического датчика при регистрации пластической неустойчивости образца

Зная значения времени At, а также £ и £+ можно оценить среднюю скорость деформаций на участке пластической неустойчивости:

£=\£+ - £~\/М

(3.3)

Таким образом, в работе [24] была определена £ £ [1000; 5000] с-1. В данном исследовании средняя скорость деформаций, достигаемая в фазу пластической неустойчивости, определялись из компьютерных расчетов в комплексе ЬБ-ОУКА (рисунок 3.3).

5000

о

4000

го

§_ 3000

о -&

ш

^ 2000

л

§

11000

о

-лук

I I

I -

- • 1 ----2

- • • 3 •4

5

)

Нормированное время

Рисунок 3.3 - Скорость деформации при нагрузке подвижной средой до момента разрушения для листовых образцов из меди М1 (1), алюминия 5754 (2), алюминий 6061 (3), стали 12Х18Н10Т (4) и латуни Л68 (5), полученная из компьютерного

расчета

0

1

Компьютерные расчеты подтвердили, что средняя скорость деформаций в фазу пластической неустойчивости для образцов из листовых металлов при нагрузке подвижной средой находится в пределах £ £ [1000; 5000] с-1.

Подобные скорости деформаций характерны для импульсных процессов, а значит, в рассматриваемом методе испытания реализуется высокоскоростное разрушение листового металла. Следовательно, при выбранном методе испытаний становится возможно получение динамической БЬО.

Ниже представлена общая схема предлагаемой методики (рисунок 3.4). Условно методику можно разделить на два этапа: экспериментальный и расчетный.

Получение и аппроксимация кривой деформационного упрочнения законом Хщщомана

I

Проведение натурного эксперимента

1.Провести нагружение образцов средой в круглую и эллиптические матрицы до момента разрушения материала 2.Определить зоны шейкообразования 3.Провести измерения в зоне, максимальна

близкой к зоне шейкообразования 4.Определить толщинную деформацию е3

Рисунок 3.4 - Экспериментально - расчетная методика определения диаграмм предельных деформаций тонколистовых металлов

3.2.1 Получение параметров из натурного эксперимента

Экспериментальный этап предусматривает деформирование и доведение до разрушения листового образца. Исследования проводились для различных материалов в широком диапазоне толщин. Экспериментальная оснастка показана на рисунке 3.5.

КЭ расчеты в ЬЭ-ОУМАдля матриц 1 .С отверстием 100x38 мм 2.С отверстием 100x50 мм

\

Анализ расчетов

1 .Определить пересечение путей

деформирования с верхней РЮ 2.Определить угол наклона пути деформирования

Нагружение образца из листового металла 5 осуществлялось с помощью давления подвижной среды в виде полиуретанового блока 4, помещенного в контейнер 3 при перемещении плунжера 2 под действием на него усилия гидравлического пресса, между плитами 1, 7 которого расположена оснастка. Под действием давления полиуретана образец деформируется в матрицу 6.

1

Рисунок 3.5 - Технологическая оснастка для испытаний: 1, 7 - плиты гидравлического пресса; 2 - плунжер; 3 - контейнер; 4 - полиуретановый блок;

5 - листовой образец; 6 - матрица

Испытания проводились на гидравлическом прессе ПСУ-100. В эксперименте использовался полиуретановый блок марки СКУ-6Л, который помимо деформирования, также осуществлял функцию прижима фланцевой части образца 5 к поверхности матрицы 6. Коэффициент кулоновского трения для данной марки полиуретана при деформировании не превышает ^ < 0.01-0.05 [69], поэтому нет необходимости в использовании антифрикционной прокладки, как в традиционном тесте Наказимы - Марсиниака.

Диаметр контейнера В =150 мм. Образец из листового металла вырезался круглым с диаметром на 0.5 мм меньше диаметра контейнера. Такое соотношение размеров позволило исключить процесс вытяжки в чистом виде и обеспечить процесс вытяжки-формовки, когда деформирование происходило за счет утонения центральной части заготовки.

В процессе испытаний было использовано три матрицы с круглой и эллиптической формой отверстия (рисунок 3.6).

Рисунок 3.6 - Матрицы, применяемые в экспериментальном исследовании БЬБ: а - матрица с круглым отверстием диаметром 100 мм; б - матрица с эллиптическим отверстием 100x38 мм; в - матрица с эллиптическим отверстием 100x50 мм;

г - пример испытанного образца

Размеры полуосей для матрицы с круглым отверстием (рисунок 3.6, а) составили 1а = ¡ъ = 50 мм. Размеры полуосей для матриц с эллиптическим отверстием были ¡а = 50 мм, ¡ъ = 19 мм (рисунок 3.6, б) и ¡а = 50 мм, ¡ъ = 25 мм

(рисунок 3.6, в). Кромка матрицы закруглялась радиусом 6 мм. При испытаниях с эллиптическими матрицами направление проката было расположено вдоль полуоси эллипса длиной 1а.

В процессе нагружения заготовка доводилась до разрушения. На разрушенной заготовке визуально определялась граница шейкообразования. На максимально близком расстоянии к этой границе скобой с индикатором часового типа измерялась толщина деформированной заготовки И в 5-10 местах. Затем вычислялась средняя толщинная деформация

£н = £з = 1п(Лс/Л) (3.4)

Образец, деформируемый в круглую матрицу, находится в осесимметричном деформированном состоянии, т.е. ( £1 = е2 ). В данном случае, другие компоненты тензора логарифмических деформаций вычисляются из условия равенства нулю первого инварианта тензора деформаций.

£1 = £2 = -£З/2 (3.5)

Для получения других точек FLD по величине толщинной деформации необходимо знать соотношение двух главных деформаций в плоскости листа. Такое соотношение можно получить, сделав компьютерный расчет деформирования листового образца.

3.2.2. Получение параметров из компьютерных расчетов

Компьютерный расчет осуществлялся в программном комплексе ЬБ-ОУКА для образцов ряда металлов с толщинами в диапазоне от 0.2 мм до 1 мм в матрицы различных форм (рисунок 3.7). Исходными данными служили характеристики кривой деформационного упрочнения материала заготовки, аппроксимированные степенным законом а5 = Ве™ . При расчете рассматривался процесс квазистатической вытяжки-формовки подвижной средой листового образца в эллиптические матрицы с размерами полуосей 50х19 мм и 50х25 мм. Материал образца принимался изотропным и задавался моделью МРЬ.

а) б)

Рисунок 3.7 - Пример компьютерных расчетов вытяжки-формовки заготовок в матрицы различных форм: а - матрица с эллиптическим отверстием 100x38 мм; б - матрица с эллиптическим отверстием 100x50 мм

Нагружение образца моделировалось линейно возрастающим давлением, максимальное значение которого достигается за 5000 - 8000 мкс, в зависимости от параметра сходимости X. При заданной геометрии и характеристиках образцов при данной длительности обеспечивалась сходимость динамического решения к квазистатическому [12, 34].

В результате были получены расчетные зависимости БЬО, а также графики путей нагружения элементов срединной поверхности листового образца. Пересечение путей деформирования с верхней кривой расчетной БЬО определят соотношение компонент первой и второй главной деформаций:

а = Е2/Е1 (3.6)

Исходя из равенства £1 + е2 = — £3 по величине толщинной деформации определяют деформации £1 и £2:

£1 = —Ез/(1 + а), (3.7)

£2 = а£1. (3.8)

В результате измерений и расчетов получены значения точек БЬО. Разброс при измерении толщины составляет примерно 10-15 %.

В данном параграфе будут приведены параметры БЬВ, полученные с помощью предлагаемой экспериментально-расчетной методики для следующих материалов: латунь Л68 толщиной 0.24 мм, медь М1 толщиной 0.2 мм, сталь 12Х18Н10Т толщиной 0.55 мм, алюминий 5754 толщиной 1 мм и 0.7 мм, алюминий 6061 толщиной 0.3 мм. На рисунках 3.8 - 3.13 приведены расчетные зависимости БЬО, а также график пути нагружения срединной поверхности листового образца из латуни Л68. Диаметр листовых образцов составил 149.5 мм. Полученные значения точек БЬО представлены в таблицах 3.1 - 3.6.

• Латунь Л68

Толщина листового образца из латуни Л68 задавалась 0.24 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: Е = 115 ГПа (модуль Юнга), V = 0.34 (коэффициент Пуассона), р = 8600 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: В = 742 МПа, т = 0.404; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1.

а)

б)

Форма отверстия матрицы h -£з ¿2 а = — Cl ¿2

Круглое диаметром 100 мм 0.11±0.0025 0.780±0.05 1 0.390±0.05 0.390±0.05

Эллиптическое 100x50 мм 0.13±0.005 0.613±0.077 0.59 0.385±0.077 0.228±0.077

Эллиптическое 100x38 мм 0.14±0.008 0.525±0.113 0.48 0.355±0.113 0.170±0.113

• Медь М1

Толщина листового образца из меди М1 задавалась 0.2 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: E = 120 ГПа (модуль Юнга), v = 0.35 (коэффициент Пуассона), р = 8900 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: B = 480 МПа, m = 0.38 [77]; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1.

Форма отверстия матрицы к -£з ^2 а = — ^2

Круглое диаметром 100 мм 0.09±0.006 0.72±0.124 1 0.362±0.124 0.362±0.124

Эллиптическое 100х50 мм 0.12±0.008 0.54±0.117 0.59 0.337±0.117 0.199±0.117

Эллиптическое 100х38 мм 0.13±0.005 0.45±0.086 0.41 0.316±0.086 0.130±0.086

• Сталь 12Х18Н10Т

Толщина листового образца из стали 12Х18Н10Т задавалась 0.55 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: Е = 198 ГПа (модуль Юнга), V = 0.29 (коэффициент Пуассона), р = 7920 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: В = 1250 МПа, т = 0.287; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1.

Форма отверстия матрицы к -£з ^2 а = — £1 ^2

Круглое диаметром 100 мм 0.26±0.02 0.74±0.16 1 0.370±0.16 0.370±0.16

Эллиптическое 100х50 мм 0.34±0.03 0.48±0.17 0.56 0.308±0.17 0.173±0.17

Эллиптическое 100х38 мм 0.36±0.03 0.42±0.158 0.48 0.286±0.158 0.137± 0.158

• Алюминий 5754 (1 мм)

Толщина листового образца из алюминия 5754 задавалась 1 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: Е = 71 ГПа (модуль Юнга), V = 0.3 (коэффициент Пуассона), р = 2660 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: В = 414.65 МПа, т = 0.259; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1

а) б)

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0 0.1 0.2 0.3 0.4-

Вторая главная деформация Вторая главная деформация

(алюминий 5754)

Форма отверстия матрицы к -£з ^2 а = — £1 ^2

Круглое диаметром 100 мм 0.49±0.014 0.717±0.084 1 0.359±0.084 0.359±0.084

Эллиптическое 100х50 мм 0.63±0.06 0.459±0.188 0.48 0.310±0.188 0.150±0.188

Эллиптическое 100х38 мм 0.66±0.025 0.417±0.073 0.38 0.303±0.073 0.114±0.073

• Алюминий 5754 (0.7мм)

Толщина листового образца из алюминия 5754 задавалась 0.7 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: Е = 71 ГПа (модуль Юнга), V = 0.3 (коэффициент Пуассона), р = 2660 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: В = 414.65 МПа, т = 0.259; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1

а) б)

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0 0.1 0.2 0.3 0.4

Вторая главная деформация Вторая главная деформация

Таблица 3.5 - Компоненты тензора деформаций для трех форм матрицы (алюминий 5754)

Форма отверстия матрицы к -£з ^2 а = — £1 ^2

Круглое диаметром 100 мм 0.35±0.03 0.693±0.172 1 0.347±0.172 0.347±0.172

Эллиптическое 100х50 мм 0.45±0.025 0.442±0.111 0.49 0.296±0.111 0.146±0.111

Эллиптическое 100х38 мм 0.48±0.035 0.377±0.156 0.39 0.271±0.156 0.106±0.156

• Алюминий 6061

Толщина листового образца из алюминия 6061 задавалась 0.3 мм. Были приняты следующие характеристики материала: константы, характеризующие упругость: Е = 68.9 ГПа (модуль Юнга), V = 0.33 (коэффициент Пуассона), р = 2700 кг/м3 (плотность); параметры динамической кривой деформационного упрочнения: В = 424.65 МПа, т = 0.228; кулоновское трение со значениями коэффициента при трении покоя ^ = 0.15 и при движении ^ = 0.1

Таблица 3.6 - Компоненты тензора деформаций для трех форм матрицы (алюминий 6061)

Форма отверстия матрицы к -£з ^2 а = — £1 ^2

Круглое диаметром 100 мм 0.17±0.01 0.568±0.118 1 0.284±0.118 0.284±0.118

Эллиптическое 100х50 мм 0.21±0.02 0.381±0.191 0.63 0.234±0.191 0.147±0.191

Эллиптическое 100х38 мм 0.22±0.015 0.310±0.137 0.41 0.220±0.137 0.090±0.137

3.2.4. Оценка расчетных РЬБ

На рисунках 3.14 - 3.19 показаны кривые БЬО, которые были получены с помощью комплекса ЬБ-ОУКЛ, а также отмечены соответствующие точки БЬО, полученные по предлагаемой методике. На рисунках 3.14 - 3.19 обозначения 1 - верхняя кривая расчетной БЬО (разрушение), 2 - нижняя кривая расчетной БЬО (начало потери устойчивости; на 20% ниже верхней кривой), 3 - точки БЬО, полученные по предлагаемой методике, соединенные с помощью аппроксимации полиномиальной функцией.

Р_Р для латуни Л68 (0.24 мм)

к

а м

О -&

Ф

д

я а н

Ш

а л

|_

я а

ш

Ф С

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2 0.1

0.0

у = -0.3686Х2 + 0.3572Х + 0.3082

---2

•о— 3

0.0

0.1 0.2 0.3 0.4

Вторая главная деформация

1

РЮ для меди М1 (0.2 мм)

го

СР

О ■&

си

ч к го

X ей

го ц

п; го са ср си 1=

0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0

0.0

у = -0.3578Х2 + 0.3756Х + 0.2746

0.1 0.2 0.3 0.4

Вторая главная деформация

---2

-о- 3

Рисунок 3.15 - Кривые расчетных БЬБ (1 и 2) и отмеченные точки (3), полученные по предлагаемой методике для материала медь М1 толщиной 0.2 мм

РЮ для стали 12Х18Н10Т (0.55 мм)

го р

о -8-

си ч к го

X ей

го ц

п; го

са р

си 1=

0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0

у = -0.1134Х2 + 0.3917х + 0.2393

---2

•о- 3

0.0

0.1 0.2 0.3

Вторая главная деформация

0.4

Рисунок 3.16 - Кривые расчетных БЬБ (1 и 2) и отмеченные точки (3), полученные по предлагаемой методике для материала сталь 12Х18Н10Т толщиной

0.55 мм

РЮ для алюминия 5754 (1 мм)

ц

а

м р

о ф

е д

я а н в а л г

я а

в р

е

1=

0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0

0.0

у = -0.1491Х2 + 0.297х + 0.2702

0.1 0.2 0.3 0.4

Вторая главная деформация

---2

•о- 3

1

1

РЮ для алюминия 5754 (0.7 мм)

го

Ср

о -8-

си ч п; го х ей

ГО Ц

п; го са ср си 1=