Przeznaczone do produkcji odkuwek osiowo-symetrycznych w rzucie z elementami z cienkich blach metodą walcowania na gorąco (HFR) ze stali węglowych i stopowych.

Kompleks może być stosowany w kuźniach przedsiębiorstw budowy maszyn zajmujących się produkcją takich części jak tarcze, kołnierze, pierścienie itp.

Zmodernizowany kompleks oparty na komercyjnie produkowanej prasie hydraulicznej. DE2432 jest doposażony w instalację GTR i posiada ujednolicony system sterowania.

Instalacja do (GTR) obejmuje dwa wrzeciona z wymiennymi narzędziami: górny beznapędowy i dolny napęd, odpowiednio instalowane na suwaku i na stole prasy.

Dolne wrzeciono z dolnym narzędziem walcującym wprawiane jest w ruch obrotowy oddzielnym silnikiem elektrycznym poprzez pasek klinowy i dwa ciche napędy zębate. Wrzeciono górne wraz z górnym narzędziem walcującym wyposażone jest w mechanizm regulacji kąta nachylenia względem pionowej osi obrotu.

Podczas walcowania ruch obrotowy z wrzeciona dolnego pod wpływem sił tarcia przenoszony jest przez odkształcony przedmiot na wrzeciono górne.

Zalety sprzętu:

• instalacja wyposażona jest w obiegowy układ smarowania i chłodzenia łożysk;
• Napęd agregatu wyposażony jest w sprzęgło-hamulec;
• ujednolicony system kontrola instalacji pozwala na pracę przy uruchomieniu i tryby półautomatyczne;
• Suwak prasy, wyrzutnik i napęd dolnego wrzeciona uruchamiane są za pomocą pedału elektrycznego.

Istnieje możliwość uzupełnienia instalacji o załadunek i rozładunek półfabrykatów (półproduktów).

Proces technologiczny wytwarzania odkuwek metodą GTR poprzez ściskanie metalu w lokalnym kontakcie pozwala na zmniejszenie siły walcowania 5-10-krotnie lub więcej w porównaniu do siły odkształcenia na CGShP lub PVShM.

Główną cechą proponowanego procesu jest możliwość wytwarzania wyrobów o cienkich wstęgach o stosunku wysokości do średnicy dochodzącym do 0,03, co jest praktycznie nieosiągalne w przypadku tradycyjnego KPO. Podczas walcowania końcowego tych produktów zużycie metalu zmniejsza się do 15%, a pracochłonność obróbki skrawaniem zmniejsza się do 25%.

Aplikacja nowa technologia pozwala na zmniejszenie masy odkuwki, zmniejszenie ilości obróbki skrawaniem i co najważniejsze zmniejszenie siły powstałej na skutek lokalnych odkształceń, co pozwala na wymianę na tego typu instalacje mocniejszego sprzęt do stemplowania. Proponowane kompleksy do produkcji wymienionych typów odkuwek z powodzeniem zastąpią tradycyjne urządzenia: CGShM o sile 630-1000 tf i częściowo 1600 tf oraz PVShM o MF 630-1000 kg i częściowo 2000 kg, posiadające bezwstrząsowy charakter działania, mniej wymiary całkowite, waga i koszt.

W warunkach produkcyjnych kompleks działa w połączeniu ze środkami grzewczymi. W razie potrzeby sekcja może zawierać prasę do spęczania półproduktu w celu późniejszego walcowania.

Pochylanie się nad GGM wykorzystywane do produkcji odkuwek wymagających znacznej przestrzeni tłoczenia i dużego skoku suwaka. Aby gięcie zakończyło się w dolnej granicy temperatur tłoczenia (800-850°C), detale podgrzewa się do temperatury 900-1000°C (wyższe temperatury nagrzewania są niepożądane, gdyż odchylenia wymiarów odkuwki od podanych zwiększają się przy zginaniu zwrotnica).

Długi przedmiot nie jest nagrzewany na całej długości, a jedynie obszary znajdujące się w strefie gięcia i przylegające do tej strefy. Gięcie w matrycach kończy się prostowaniem i czasami kalibracją. Walcowanie wykonywane na walcach kuźniczych w celu ukształtowania półfabrykatów do późniejszego tłoczenia na innych zespołach tłoczących. W procesie walcowania przekrój przedmiotu obrabianego zmniejsza się (ale nie powinien być mniejszy niż maksymalny przekrój poprzeczny wyrobu), a zwiększa się jego długość; w tym przypadku produkt otrzymuje się za pomocą różne sekcje

długości. W zależności od złożoności kształtu walcowanie może być jedno- lub wieloprzejściowe. Odpowiednio, rolki mogą mieć wkładki jedno- lub wielożyłowe instalowane w rolkach jednostanowiskowych. Tłoczenie w nich można wykonać bez obracania lub z obrotem o 90° po każdym przejściu. W walcach wieloklatkowych walcowanie odbywa się bez odwracania przejścia. Tak więc w Wołżskim Zakładzie Samochodowym przygotowanie półosiowych półfabrykatów, wstępnie podgrzanych w induktorze, przed tłoczeniem na maszynie sprężającej gaz, odbywa się na dziewięciostanowiskowych rolkach pracujących w

tryb automatyczny

. Walcowanie z powodzeniem stosuje się także do tłoczenia odkuwek z pręta z utworzeniem wypływki. Odkuwki wychodzące z rolek łączone są ze sobą wspólną wypływką. Podczas późniejszego okrawania wypływki następuje rozdzielenie odkuwek. Ryż. 7.6. wykonywane na walcarkach pierścieniowych (ryc. 7.6), stosuje się półfabrykaty w kształcie pierścieni. Obrabiany przedmiot 1 jest rozwijany pomiędzy rolkami dociskowymi 4 i centralnymi 3. Wałek 4 jest napędzany i dociskany do przedmiotu obrabianego, dzięki czemu uzyskuje on wymagany kształt i średnicę przekroju poprzecznego. Rolka 5 jest rolką prowadzącą, a rolka 2 jest rolką kontrolną. Gdy walcowana odkuwka zetknie się z wałem 2, ten zaczyna się obracać, wałek dociskowy powraca do swojego pierwotnego położenia i toczenie się kończy. Kształt przekroju ścianki walcowanego pierścienia może być zmienny i zależy od profilu walców.

Ryż. 7.7.

Metoda walcowanie zębów na gorąco koła zębate wykonane są z wstępnie obrobionego przedmiotu, który jest podgrzewany w induktorze do wymaganej głębokości i do wymaganej temperatury. Podczas wykonywania pojedynczych kół (ryc. 7.7) nagrzany przedmiot 2 mocuje się na trzpieniu za pomocą pierścieni 3 i doprowadza się do niego obrotowe rolki 1 i 4 z zębami: w rezultacie przedmiot obrabiany zaczyna się obracać i powstają na nim zęby . Rolki 1 i 4 są wyposażone w kołnierze 5 na końcach, ograniczające ruch metalu wzdłuż zęba. Wydajność radełkowania przy najlepsza jakość

. Walcowanie z powodzeniem stosuje się także do tłoczenia odkuwek z pręta z utworzeniem wypływki. Odkuwki wychodzące z rolek łączone są ze sobą wspólną wypływką. Podczas późniejszego okrawania wypływki następuje rozdzielenie odkuwek. kół zębatych jest około 50 razy większa niż wydajność zgrubnego skrawania kół zębatych. Kucie matrycowe na gorąco z dużą prędkością

w matrycach zamkniętych stosuje się młotki wysokoobrotowe o prędkości odkształcania 18-20 m/s, przy których zmniejszają się siły tarcia kontaktowego, skraca się czas kontaktu przedmiotu obrabianego z narzędziem, w efekcie czego ciepło powstające w procesie odkształcenia plastycznego (efekt cieplny) nie jest rozpraszane, lecz pozostaje w obrabianym przedmiocie i podnosi jego temperaturę. Czynniki te przyczyniają się do wzrostu ciągliwości metalu, w wyniku czego możliwa jest obróbka metali i stopów o niskiej plastyczności, takich jak wolfram, za pomocą młotów szybkotnących: stali szybkotnących, stopów tytanu itp. Ryż. 7.8. Schemat tłoczenia izotermicznego z układaniem półfabrykatów

: a - przed stemplowaniem, b - po stemplowaniu; 1, 4, 7, 10 - matryce, 2, 5, 8, 11 - półfabrykaty, 3, 6, 9, 12 - stemple, 13 - suwak prasy, 14 - pojemnik, 15 - grzejnik, 16 - materiał termoizolacyjny, 17 - obudowa Tłoczenie izotermiczne (Rys. 7.8) wykonuje się w prawie stałej temperaturze specjalnych stali i stopów, które mają wąski zakres temperatur przetwarzania (na przykład 30-50 ° C dla niektórych stopów żaroodpornych). Stempel do takiego stemplowania wykonany jest z materiałów żaroodpornych i wmontowany w lub grzejnik oporowy zapewniający jednakową temperaturę przedmiotu obrabianego i wkładek matrycowych.

W warunkach izotermicznych możliwe staje się wykorzystanie efektu „superplastyczności”, tj. Zdolności niektórych metali i stopów do gwałtownego zmniejszania odporności na odkształcenia i zwiększania ciągliwości wraz ze spadkiem szybkości odkształcania.

Wprowadzenie tej metody do przemysłu maszynowego, a w szczególności do produkcji kucia i tłoczenia, ma ogromne perspektywy. walcowanie krzyżowo-klinowe kęsów schodkowychØ 10-250 mm i długości do 2500 mm, przeznaczone do późniejszego kucia matrycowego na gorąco, np. odkuwek korbowodu silnika samochodowego, w którym nie ma konieczności wykonywania półfabrykatów.

Do walcowania stosuje się pręty ze stali węglowych i narzędziowych, a także szereg stopów żaroodpornych i nieżelaznych. Walcowanie krzyżowo-klinowe dobrze nadaje się do pełnej automatyzacji, zwiększa wydajność pracy 5-10 razy w porównaniu do kucia i toczenia na automatach, zmniejsza zużycie metalu o 20-30% i obniża koszty produktów.

Ryż. 7.9. Schematy walcowania klinowego za pomocą narzędzi rolkowych (a), płaskich (b) i segmentowych (c).

W procesie walcowania krzyżowo-klinowego wlewek okrągły, którego średnica jest równa lub większa od maksymalnej średnicy wyrobu, jest odkształcany ze stopniem rozdrobnienia 1,1-3 przez dwa walce lub płyty z elementami klinowymi na powierzchnia (ryc. 7.9).

Podczas walcowania na walcarkach dwuwalcowych przedmiot obrabiany utrzymywany jest w strefie odkształcania za pomocą prowadnic umieszczonych wzdłuż przestrzeni międzywalcowej lub tulei umieszczonych na końcach walców. Płaskie maszyny narzędziowe zamiast obracających się rolek mają płaskie płyty z wystającymi klinami. Na frezarkach rolkowo-segmentowych kształtowanie detali odbywa się poprzez dosuwanie do siebie wypukłego i wklęsłego narzędzia klinowego. Narzędzie wypukłe osadzone jest na obracającym się walcu, narzędzie wklęsłe osadzone jest na nieruchomym segmencie.

Metoda walcowania czołowego umożliwia wytwarzanie odkuwek ze stali stopowych i niestopowych o masie od 0,5 do 150 kilogramów i średnicy do 1000 mm. Konfiguracja półfabrykatów jest jak najbardziej zbliżona do konfiguracji produktów wykończeniowych. Zasiłek za obróbka mechaniczna nie są większe niż 5 mm. Aktualny nowoczesna technologia umożliwia otrzymanie odkuwek o różnorodnej konfiguracji oraz konstrukcji i właściwościach zapewniających ich użytkowanie w najcięższych warunkach obciążenia, właściwości użytkowe wyrobów pod względem wytrzymałości zmęczeniowej zwiększają się od 1,5 do 6 razy. Oszczędność metalu zapewnione, zmniejsza się pracochłonność produkcji, zwiększa się jakość i niezawodność produktów. Półfabrykaty po tłoczeniu walcowanym w pełni odpowiadają określeniu „wykroje precyzyjne”.

Ogrzewanie indukcyjne METODA WALCOWANIA ODKUWKI metodą walcowania czołowego „korpusu obrotowego”

Sam proces wytwarzania produktu podlega wieloetapowemu przygotowaniu badawczemu. Aby ocenić jakość materiału, przeprowadza się wstępne testy. Podczas badania specyfikacji technicznych bierze się pod uwagę, gdzie ten produkt będzie używany, jakiemu procesowi technologicznemu zostanie poddany. Rysunki, dokumentacja projektowa przechodzi szereg kontroli kontrolnych u klienta i dopiero po tym powstają prototypy. Nie da się osiągnąć wysokiej jakości wyrobów w produkcji masowej, gdy wielkość zamówienia może sięgać nawet 2 000-3 000 odkuwek, bez starannego przygotowania produkcji i rozwiniętej technologii. Nasze podejście do opanowania każdego nowego produktu jest wyłącznie profesjonalne.

Wyroby firmy Gefest-Mash LLC produkowane są w kontrolowanych warunkach ustanowionych przez System Certyfikacji Zarządzania Jakością, który spełnia wymagania normy GOST ISO 9001-2011 (ISO 9001:2008), numer rejestracyjny ROSS RU. 0001.13IF22.

Obecnie opanowane zostały następujące rodzaje odkuwek:

Tuleja Rdzeń tłoka Płyta zaworu Czop
Tuleja pompy dla Chin st.70 (ZASTYTUCJA IMPORTU) Tuleja pompy 8T650 st.70 (ZASTYTUCJA IMPORTU) t.70 Blok przekładni st.40X Blok przekładni 2 st.40X Blok przekładni 3 st.40X
Pierścień Art. 40Х Płyta Art. 20ХГНМ Przekładnia prędkości Art. 40Х Kołnierz wykonany z Art. 12Х18Н10Т Piasta koronowa napędu generatora Pociąg kolejowy Art. 45
Kołnierz gazociągu (РH16-160) Art. 40X, 09G2S, 20 Złącze BRS Art. 45 Wał drążony (Tuleja) Kolej art. 45 Płyta zaworu Art. 40khn2ma Rdzeń tłoka pompy Art. 40X
Kołnierz wentylatora osiowego Rdzeń tłokowy 2 Piasta wentylatora st. Podkładki do gazociągów st. 40X Piasta wentylatora lokomotywy taboru kolejowego

Jednolity Spis Taryf i Kwalifikacji Pracy i Zawodów Pracowników (UTKS), 2019
Część nr 1 wydania nr 2 ETKS
Emisja została zatwierdzona uchwałą Ministerstwa Pracy Federacji Rosyjskiej z dnia 15 listopada 1999 r. N 45
(zmienione rozporządzeniem Ministra Zdrowia i Rozwoju Społecznego Federacji Rosyjskiej z dnia 13 listopada 2008 r. N 645)

Wałek

§ 72. Wałek kategorii trzeciej

Charakterystyka pracy. Walcowanie na gorąco półfabrykatów pierścieniowych do łożysk o średnicy do 250 mm na walcarkach zgodnie z ustalonymi wymiarami. Sprawdzanie wymiarów za pomocą narzędzia pomiarowego. Regulacja maszyny.

Musisz wiedzieć: urządzenia i sposoby regulacji serwisowanych maszyn walcowniczych i elektrycznych urządzeń grzewczych; gatunki stali stosowane na pierścienie łożysk kulkowych; cel i warunki stosowania przyrządów kontrolno-pomiarowych.

§ 73. Wałek kategorii IV

Charakterystyka pracy. Walcowanie na gorąco półwyrobów pierścieniowych do łożysk o średnicy od 250 do 350 mm na walcarkach oraz półfabrykatów w tarczę stożkową do kół samochodowych na walcarce tarczowej. Zakładanie młyna. Walcowanie na gorąco półwyrobów pierścieniowych do łożysk o średnicy powyżej 350 mm na walcarkach wraz z bardziej wykwalifikowanym walcem.

Musisz wiedzieć: urządzenie walcarki tarczowej i schematy kinematyczne obsługiwanych walcarek; gatunki stali stosowane do walcowania półfabrykatów tarcz kół maszynowych; temperatura i tryb ogrzewania detali; urządzenie przyrządów kontrolno-pomiarowych.

§ 74. Wałek kategorii 5

Charakterystyka pracy. Walcowanie na gorąco półfabrykatów pierścieni łożyskowych o średnicy powyżej 350 mm, pierścieni profilowych i panewek kulistych o zmiennej grubości ze stopów żaroodpornych i tytanowych silników lotniczych o średnicy do 1500 mm na walcarkach. Mocowanie walcarek do pierścieni.

Musisz wiedzieć: schematy kinematyczne różnych walcarek, walcarek tarczowych i urządzeń grzewczych stosowanych do toczenia pierścieni i płaszczy kulistych; optymalne tryby ogrzewania detali; naddatki i tolerancje podczas przetwarzania; zależność stopnia ściskania promieniowego od grubości w różnych punktach przedmiotu obrabianego; metody ustawiania maszyn arkuszujących.

§ 75. Wałek kategorii 6

Charakterystyka pracy. Walcowanie na gorąco, prostowanie, kalibracja pierścieni profilowych i panewek kulistych o zmiennej grubości ze stopów żaroodpornych i tytanowych silników lotniczych o średnicy powyżej 1500 mm na walcarkach. Walcowanie cienkościennych części ze stali odpornych na korozję i stopów molibdenu.

Musisz wiedzieć: proces walcowanie części wielkogabarytowych i cienkościennych; projektowanie urządzeń kinematycznych, hydraulicznych i grzewczych oraz sposoby ich regulacji; sposoby osiągnięcia ustalonej dokładności przetwarzania; zasady obliczania powłok parabolicznych związanych z wykonywaniem różnych prac.

UKD 621,73

MODEL ELEMENTÓW SKOŃCZONYCH DO OBLICZANIA Wielkości skumulowanego odkształcenia PODCZAS WALCOWANIA PIERŚCIENI NA GORĄCO

© 2009 F.V. Grechnikov1, E.V. Aryshensky1, E.D. Begłow 2

1 Państwowy Uniwersytet Lotniczy w Samarze 2 Zakład Metalurgiczny JSC Samara

Otrzymano od redakcji 13.02.2009

Opracowano model elementów skończonych do obliczania stopnia skumulowanego odkształcenia różne etapy odkształcenie przedmiotu obrabianego pierścienia. Porównanie wyników modelowania i zależności eksperymentalnych potwierdza adekwatność modelu.

Słowa kluczowe: walcowanie pierścieni, makrostruktura, rekrystalizacja, odkształcenie skumulowane, metoda elementów skończonych, model, macierz sztywności, wkładki o jednakowej wytrzymałości.

W praktyce produkcji silników turbinowych gazowych powszechnie stosuje się części pierścieniowe o wielofunkcyjnym przeznaczeniu. Części te podlegają wysokim wymaganiom pod względem konstrukcji i poziomu. właściwości mechaniczne. Główną metodą wytwarzania części pierścieniowych jest walcowanie na gorąco (rys. 1). Cechą tego procesu jest występowanie wielokrotnych aktów lokalnego odkształcenia przedmiotu obrabianego w trakcie jego pracy w rolkach i towarzysząca mu wielokrotna częściowa rekrystalizacja w przerwach międzyodkształceniowych, co utrudnia obliczenie całkowitego (skumulowanego) odkształcenia w trakcie procesu.

Prowadzi to do tego, że na przekroju przedmiotu obrabianego mogą jednocześnie występować różne stopnie odkształcenia, w tym stopnie odkształcenia krytycznego. Z kolei krytyczne stopnie odkształcenia przyczyniają się do powstawania dużych ziaren podczas końcowego wyżarzania rekrystalizacyjnego. Jednocześnie w miejscach, gdzie odkształcenie przekroczyło wartości krytyczne, utworzy się struktura drobnoziarnista. Zatem niejednorodność odkształceń prowadzi do niejednorodności ziarna, tj. niejednorodności strukturalnej na przekroju części i obniżenia poziomu właściwości mechanicznych. Aby tego uniknąć, należy na każdym etapie znać wielkość skumulowanego odkształcenia, któremu podlega metal, zarówno na każdym lokalnym etapie odkształcania, jak i w całym okresie walcowania. W związku z tym celem artykułu jest zbudowanie modelu matematycznego pozwalającego na określenie rozkładu naprężeń

Grechnikov Fedor Wasiljewicz, doktor nauk technicznych, profesor, członek korespondent Rosyjskiej Akademii Nauk, prorektor ds. akademickich. E-mail: [e-mail chroniony]. Aryshensky Evgeniy Vladimirovich, absolwent. E-mail: [e-mail chroniony].

Beglov Erkin Dzhavdatovich, kandydat nauk technicznych, wiodący inżynier. E-mail: [e-mail chroniony].

uformowany stan i wielkość stopnia skumulowanego odkształcenia.

Przy opracowywaniu modelu elementów skończonych wzięto pod uwagę, że ze względu na symetrię struktura i właściwości walcowanego pierścienia są identyczne na wszystkich przekrojach obwodu. Mając na uwadze tę okoliczność, model zbudowano nie dla całego pierścienia, lecz dla odcinka równego 6 długościom strefy odkształcenia. Segment jest podzielony na trójkątne elementy skończone, jak pokazano na rys. 2.

Kąt p, który określa położenie elementu w obszarze rozwiązania, wyznacza się za pomocą poniższego wzoru.

12 1 ■ Kg

(2YAN + 2YAV), (1)

gdzie YAN, YAB są promieniami zewnętrznymi i wewnętrznymi pierścienia;

DO - średni promień pierścienie w 1 turze.

b jest długością łuku styku z dowolną rolką. Aby to ustalić, stosuje się formułę

b 1(2) AN, (2)

Ryż. 1. Schemat procesu walcowania na gorąco pierścieni: 1 - półfabrykat, 2 - rolka wewnętrzna nienapędowa (trzpień), 3 - rolka napędowa zewnętrzna, 4, 5 - rolki prowadzące, 6 - wyłącznik krańcowy (kontrola średnicy)

gdzie R2 to promienie rolek napędowych i nienapędowych

A b - kompresja absolutna Najpierw dzielimy obszar rozwiązania na czworokątne sektory, z których każdy odpowiada dwóm sąsiednim trójkątnym elementom. Istnieje N rzędów sektorów w kierunku promieniowym i M w kierunku stycznym. Istnieją 2 ─ N ─ M elementy trójkątne i (M + 1) ─ (N + 1) węzły. Numerację węzłów pokazano na ryc. 2. Współrzędne pierwszego węzła wzdłuż osi 1 i 2 oznaczamy jako xc, X"2

Puchar Świata)] NMMM)| ;<3>

1 Evn.+Dn-Dn zatem!± ^toD

Podczas procesu obliczeń współrzędne węzłów w dowolnym punkcie obszaru obliczeniowego ulegną zmianie o

relokacja węzłów ip, 2. Aby znaleźć ip, 2, użyjemy metody energetycznej. Rozważmy oddzielny element trójkątny 1 z węzłami 1, 2, 3 na ryc. 3.

Załóżmy, że element początkowo nie jest naprężony, siły węzłowe są równe 0. Następnie na odpowiednie węzły elementu przykładane są siły A, Y, /3. Nowa konfiguracja

węzłów będzie miało przemieszczenie d11, d12, d, d22, d^, d32. Indeks górny odnosi się do elementu, w przyszłości go pominiemy. Pierwszy dolny indeks odnosi się do węzła, a drugi do współrzędnej Energia potencjalna I nowej konfiguracji w stosunku do wyjściowej, jest to różnica pomiędzy energią stanu naprężenia zgromadzoną w elemencie a pracą wykonaną przez siły /2,/3 na wektorze przemieszczenia e, .

I=u-Zh=2 |(n + st22£22+^^ Uj-A 1y11 -

Rys. 3. Wyznaczanie warunków brzegowych w zagadnieniu deformacji segmentu

gdzie е12.....- ruchy w węzłach elementu

odpowiednio w kierunkach 1,2;

/p...... /32 - siły pod wpływem których

węzły przesuwają się odpowiednio w kierunku 1,2;

е11 е22 są normalne, a е12 to składowe styczne tensora deformacji;

y11y22 - normalna, y12 - składowe styczne tensora naprężenia.

Całkowanie odbywa się po objętości ^ (w rozpatrywanym przypadku odkształcenia płaskiego - według obszaru element dF). Dla ułatwienia dalszego rozwiązania równanie (5) przedstawiamy w postaci macierzowej.

I = - |a -e-eG-e 2

Г = 2\еТШеГ - =

Wartości składowych wektora е = |е„ ánu n е32|| musi być taka, aby energia potencjalna I miała wartość minimalną:

■- = 0; Н1...3, . (7)

Po zróżnicowaniu w postaci wektorowej otrzymujemy:

I -ING)-ё = f. (8)

Aby zrozumieć notację, ||in|| i ||i|| Przyjrzyjmy się jeszcze raz pojedynczemu elementowi pokazanemu na ryc. 3.

Jeśli jest trójkątny, jak w naszym przypadku, a naprężenia w nim zmieniają się liniowo, wówczas zaleca się powiązanie wartości przemieszczenia węzłów elementu i jego odkształcenia za pomocą następującego wzoru.

X22 X-32 X11 X31 X32 X12 X21 X11

21 Hz 12 22

W postaci macierzowej zapisujemy wyrażenie (9) w następujący sposób:

e = \\B\\ - mi. (9a)

Jak widać z (9) ||w|| wyraża zmiany współrzędnych węzłów elementu trójkątnego przy zachowaniu jego powierzchni i łączy ruch w jego węzłach z skumulowanym odkształceniem.

Z kolei ||i|| wyraża związek pomiędzy tensorem odkształcenia i tensorem naprężenia. Jego wartości są różne dla stanu sprężystego i plastycznego. Wniosek ||I|| dla obu warunków

można znaleźć w. Podano tutaj jego wartości i to tylko dla odkształcenia płaskiego i podejścia energetycznego. Odkształcenie sprężyste:

1 + V 1- - 2v 1 - 2v

Stan plastiku:

)- ее = |И| - ee, (12)

dla sprężystej części odkształcenia, dla plastycznej części odkształcenia.

a11 a11 a11 0 22 ^ a11 012

a22 a11" 0 22 0 22 0 22 a12

a12 a11 a12 0 22 a12 012

gdzie moduł ścinania O =

8 - charakterystyczny parametr stanu sprężysto-plastycznego

Parametr ten pozwala uwzględnić zależność naprężenia od odkształcenia i innych parametrów procesu, które wyrażają się poprzez zależność postaci

0 = 0(e, e, T, a w c), (17)

gdzie e jest skumulowanym odkształceniem pod jednoosiowym ściskaniem (rozciąganiem);

e - szybkość odkształcenia; T - temperatura;

aoa a, b, c - zależności określone empirycznie. Oddany poszukiwaniu takich relacji

Ale duża liczba badania. Wyniki wykorzystaliśmy dla stopów stosowanych do walcowania pierścieni silników turbin gazowych.

Wróćmy do wzoru (8), który – jak już jest jasne – wyraża zależność pomiędzy siłą w elemencie z jednej strony a naprężeniami, odkształceniami i przemieszczeniami z drugiej. Po wyłączeniu przemieszczeń ze wzoru (8) oznaczamy je lewa strona następująco.

Ř = М-|И-B-dF- (18)

Sh jest macierzą sztywności. Uwzględnia wszystkie parametry odkształcenia podane powyżej. Jeśli dana macierz podany dla jednego elementu trójkątnego - nazywa się to lokalnym. Macierz globalna będzie macierzą prawej strony układu (M++1) równań, utworzoną jako suma algebraiczna macierzy lokalnych każdego elementu.

Warto zaznaczyć, że znamy już napięcie

W przypadku rolki nienapędzanej w pierwszej połowie łuku chwytnego siły są skierowane przeciwnie do kierunku ruchu metalu, w drugiej - w kierunku ruchu (ryc. 3, b). Dla każdego węzła stykającego się z rolką znany jest kierunek działania sił. P – ciśnienie normalne, t = juP – siła tarcia, j – współczynnik tarcia.

Rozważmy równanie (19), które w rozwiniętej formie dla węzła 9 zostanie zapisane w następujący sposób (ryc. 3, b).

k17,17 d91 + k17,18 d92 + k17,19 d101 + k17,20 d102 +

K17,21 d111 + k17,22 d112 = f91 =

JP cos (p3 - P sin (p3, (20)

k18,17 d91 + k18,18 d92 + k18,19 d101 + k18,20 d102 +

K18,21 d111 + k18,22d112 = f92 =

P sin (p3 + /uP cos (p3. (21)

Rozwiązując równania (20) metodą Gaussa bierzemy pod uwagę warunek nie wnikania materiału obrabianego w walec nienapędzany:

d91 ─ grzech (р3 = d92 ─ cos^3. (22)

Warunek ten pozwoli nam wykluczyć d92 z układu równań (19). Transformację tę przeprowadzamy dla wszystkich równań zawierających węzły leżące na powierzchni walca nienapędzanego.

Znana jest prędkość obrotowa rolki napędowej, ale nieznane jest wzajemne przemieszczenie powierzchni metalu i walca. Zastosujmy następującą technikę.

Wprowadźmy fikcyjną warstwę elementów. Pokażmy to na przykładzie elementu o węzłach 7, 6 (rysunek 3a). Jednostki te poruszają się jakby sztywno połączone z rolką. Węzły metalowej warstwy kontaktowej 5 (ryc. 3 a) przesuwają się wzdłuż powierzchni walca. Macierz sztywności elementu K modyfikuje się za pomocą wskaźnika tarcia m. Elementy macierzy sztywności mnoży się przez m/m - c. Na

m dążąc do 0, element staje się sztywniejszy, symulując niskie tarcie. Gdy m ^ 1 symulowane jest „przyklejanie się” materiału do rolek. Elementy nie modelują warstwy smaru, ale modelują działanie smaru. Każdy element fikcyjnej warstwy powstaje w momencie budowy odpowiedniego elementu rzeczywistego. Macierze elementów rzeczywistych i fikcyjnych można porównać i wspólnie rozwiązać w równaniu (8). Znane są ruchy fikcyjnych węzłów, czyli poruszają się one tak, jakby były sztywno połączone z rolką.

Równania (19) dla węzła 5 (rys. 3 a) będą miały następującą postać.

k9 3d 23 + k 9,4d 22 + k9,7 d41 + k9,8 d42 + k9,9 d51 + + k 9,10 d52 + k 9,15 d 81 + k9,16 d82 + k 9,13 d71 + + k 9,14d 72 + k 9,11 d61 + k 9,12 d62 = f51 , (23)

k10.3 d 21 + k10.4d 22 + k10.7 d41 + k10.8 d42 + k10.9 d51 + + k10.10 d 52 + k10.15 d 81 + k10.16 d 82 + k10.13 d71 + + k10,14d72 + k10,11 d61 + k10,12d62 = f52 . (24)

Ponieważ siła w węźle 5 jest normalna do powierzchni walca, mamy:

f2Cos^2 = fs1sin (P2, (25)

Stan niepenetracji powierzchni walca ds1 cos^2 = ds2 sin (p2, (26)

Kompilując globalną macierz sztywności, przekształcając równania (23, 24) biorąc pod uwagę (25,

Ryż. 4. Rozmieszczenie wkładek o jednakowej wytrzymałości w strefie odkształcenia podczas walcowania. H0 to grubość przedmiotu obrabianego przed wejściem na rolki; y, x - wartości współrzędnych wstawienia;

a0, b0 i ax, bx

odpowiednio wymiary początkowe i końcowe wkładek

52, db1, możesz również użyć

26), z wyłączeniem /51, /5, wywoływane jest przy rozwiązywaniu układu (19) metodą eliminacji Gaussa. Podczas rozwiązania wyznaczane są wartości skumulowanych odkształceń, naprężeń i przemieszczeń, czyli stanu naprężenie-odkształcenie w strefie odkształcenia.

Adekwatność modelu zweryfikowano na podstawie przedstawionych w pracy badań eksperymentalnych walcowania pierścieni. W pracy badano strefę odkształcenia pierścienia wykonanego ze stopu aluminium AMg6, w której

Otwory wiercono warstwowo i wypełniano wkładkami z tego samego metalu (ryc. 4). Walcowanie pierścieni o średnicy zewnętrznej 400 mm, średnicy wewnętrznej 340 mm i grubości 30 mm przeprowadzono na walcarce pierścieniowej model PM1200 o średnicach walców roboczych: górny napędowy – 550 mm i dolny nie- napęd - 200 mm; maksymalna prędkość posuwu urządzenia prasującego wynosiła 16 mm/sek.; prędkość walcowania przewidziana w konstrukcji młyna wynosiła 1,5 m/s. Na podstawie wyników pomiarów wkładek ustalono wartości

"h T| /) / [>

___^ S.GChS1 IG I /1^1111.1S

¿&¡nie ja a

V №|en.nch I dane

5vep;rsks t;

odpowiedź-.” i to

SgU 1 i inm b?

S:ch:"ini 2 ^ Jestem członkiem MZDSL.-fEBaMN!

■I l -ja l i i e. 2 t.i 11 i. 7VDSH1 V ■DIM [-1

Ryż. Rys. 5. Rozkład intensywności odkształcenia wzdłuż wysokości strefy odkształcenia podczas walcowania próbki pierścieniowej ze stopu AMg6: e1 to stopień skumulowanego odkształcenia, y to współrzędne punktu na osi y (przy Ho / 2 odpowiada rzędnej 1)

odkształceń i naprężeń, które przedstawiono na rys. 5. Przedstawione dane doświadczalne dotyczące walcowania pierścienia wykonanego ze stopu AMg6 wprowadzono do opracowanego modelu elementów skończonych. Na ryc. Rysunek 5 porównuje wyniki symulacji i dane eksperymentalne.

Jak widać z wykresu, wyniki eksperymentu i symulacji są niemal identyczne (zbieżność wynosi około 15%).

1. Aby utworzyć jednorodną makrostrukturę i wymagany poziom właściwości mechanicznych w pierścieniowych częściach silnika turbogazowego, należy kontrolować wielkość skumulowanego stopnia odkształcenia na każdym etapie walcowania na gorąco przedmiotu obrabianego.

2. Opracowano model projektowania metodą elementów skończonych.

stopień skumulowanego odkształcenia na różnych etapach odkształcania półfabrykatów pierścieniowych.

3. Porównanie wyników modelowania i zależności eksperymentalnych potwierdza adekwatność modelu.

REFERENCJE

1. Lakhtin Yu.M., Leontyeva V.P. Metalurgia. M.: Inżynieria mechaniczna, 1980. 493 s.

3. Tselikov A.I. Teoria obliczania sił w walcarkach. - M.: Metallugrgizdat, 1962.

2. Analiza plastyczności metodą elementów skończonych i formowania metali / G.W. Rove., C.E.N. Sturgess, P. Hartly., Cambridge University Press, 2005. 296 s.

4 PI Polukhin, G.Ya Gun, A.M. Galkin Odporność na odkształcenia plastyczne metali i stopów. , M. Metalurgia, 1983, s. 353

5 Kostyshev V.A., Shitarev I.L. Rozwijanie pierścieni. -Samara: SSAU, 2000. s. 206.

MODEL OBLICZENIOWY ELEMENTU KOŃCOWEGO WIELKOŚĆ ZAOSZCZĘDZONYCH ODKSZTAŁCEŃ W PROCESIE WALCOWANIA PIERŚCIENI NA GORĄCO

© 2009 F.V. Grechnikov1, E.V. Aryshensky1, E.D. Begłow 2

Opracowano, będący końcowym elementem modelu obliczeniowego stopnia zaoszczędzonego odkształcenia na różnych etapach odkształcenia przygotowania pierścienia. Porównanie wyników modelowania i zależności eksperymentalnych potwierdza adekwatność modelu.

Słowa kluczowe: pierścienie toczne, makrostruktura, rekrystalizacja, zaoszczędzone odkształcenie, metoda elementów końcowych, model, macierz sztywności, wkładki pełnowytrzymałe.

Fedor Grechnikov, doktor nauk technicznych, profesor, członek korespondent Rosyjskiej Akademii Nauk, prorektor ds. akademickich. E-mail: [e-mail chroniony]. Evgenie Aryshensky, absolwentka. E-mail: [e-mail chroniony].

Erkin Beglov, kandydat na technika, główny inżynier. E-mail: [e-mail chroniony]