ГЛАВА 1 - Нижегородский государственный технический

Реклама
На правах рукописи
ЩЕРБАТОВ ДМИТРИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ОСАДКИ ЗАГОТОВОК
МЕТОДОМ КОМБИНИРОВАННОГО НАГРУЖЕНИЯ НА УСТАНОВКЕ
С НЕЗАВИСИМЫМ ПРИВОДОМ
Специальность: 05.02.09 –
Технологии и машины обработки давлением
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук
Нижний Новгород – 2011
1
Работа выполнена в Нижегородском
университете им. Р. Е. Алексеева
государственном
Научный руководитель
доктор технических наук, профессор
Михаленко Федор Павлович.
Научный консультант
кандидат технических наук, доцент
Шнейберг Алексей Михайлович.
Официальные оппоненты:
доктор технических наук, профессор
Скуднов Вениамин Аркадьевич;
техническом
заслуженный машиностроитель РФ, кандидат
технических наук
Климычев Сергей Борисович
Ведущая организация:
«Научно-исследовательский физико-технический
институт»
федерального
государственного
бюджетного
образовательного
учреждения
высшего
профессионального
образования
«Нижегородский государственный университет
им. Н. И. Лобачевского»
Защита состоится " 21 " декабря 2011 г. в 1400 час на заседании
диссертационного совета Д 212.165.09 в Нижегородском государственном
техническом университете по адресу: 603600, г. Нижний Новгород, ул. Минина,
д. 24, ауд. 1258 . Тел. для справок: (831)416-83-46, 436-23-91.
Ваш отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенных печатью, просим
направлять по вышеуказанному адресу.
С диссертацией можно ознакомиться в
государственного технического университета
библиотеке
Нижегородского
Автореферат разослан " 21 " ноября 2011 г.
Ученый секретарь диссертационного
совета, кандидат технических наук,
доцент
Устинов Б. В.
2
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность работы.
Современное производство постоянно ставит перед наукой новые задачи.
Появление новых материалов требует разработки новых способов для их
обработки, постоянно растут требования к качеству и механическим свойствам
готовых изделий. Кроме того, необходимо экономно расходовать ресурсы и
отдавать предпочтение малоотходным технологиям. В связи с этими
требованиями все чаще находят применение методы интенсивной пластической
деформации (ИПД).
Среди существующих методов ИПД наиболее применимое для процессов
штамповки является комбинированное нагружение по схеме сжатие с
одновременным кручением или тангенциальным сдвигом.
Процесс осадки наряду с другими процессами, присущими обработке
металлов давлением (ОМД) без снятия стружки, имеет следующие достоинства:
легкость ее выполнения, относительная простота деформирующего
инструмента, сравнительно малые величины удельных сил по сравнению с
объемной штамповкой, как следствие более высокая стойкость
деформирующего инструмента.
Основным недостатком процесса осадки в условиях однокомпонентного
нагружения является неравномерность распределения деформации по объему
осаженной заготовки, обусловленная условиями трения на контактных
поверхностях, которая приводит к искажению формы осаженной заготовки
(бочкообразность), к неравномерному распределению механических свойств по
объему заготовки, к появлению остаточных напряжений, а следовательно к
повышению сопротивления деформации и росту силы деформирования.
Существо процесса осадки с кручением заключается в том, что осадка
производится между вращающимися друг относительно друга бойками. Ось
вращения бойков совпадает с осью осаживаемой заготовки. За счет сил трения
на контактной поверхности крутящий момент передается деформируемой
заготовке и производит ее скручивание. В зависимости от шероховатости
поверхностей заготовки и инструмента скручивание чередуется с
проскальзыванием. В результате приложения к заготовке наряду с осевой силой
крутящего момента возникает сложная схема напряженно-деформированного
состояния.
В отечественных литературных источниках рассмотрены вопросы,
касающиеся определения силовых и кинематических параметров осадки с
кручением, исследования теплообмена при осадке с кручением, исследования
процесса осадки с кручением тонкого слоя и др.
Большой вклад в науку о комбинированном нагружении в
технологических процессах ОМД внесли ученые Уральского политехнического
института: О. А. Ганаго, В. Н. Субич, Б. А. Степанов, А. В. Сафронов, В. А.
Колмогоров, А. Н. Леванов, А. Т. Арчаков, С. П. Буркин, А. Р. Некрасов и др.
3
По
результатам
выполненных
работ
был
сформулирован
основополагающий вывод: комбинированное нагружение позволяет переводить
процессы деформирования в класс процессов, управляемых по силовому
режиму, напряжениям, деформациям и тепловому режиму.
В целом следует признать, что системных теоретических исследований,
посвященных изучению закономерностей комбинированного нагружения в
технологических процессах ОМД, проведено недостаточно.
Существенным недостатком экспериментальных работ, посвященных
исследованию различных аспектов процесса осадки с кручением является то,
что они выполнялись на модернизированном прессовом оборудовании (из-за
отсутствия специализированного оборудования) при постоянном значении
кинематического параметра, определяемого соотношением между линейной и
угловой скоростями.
Таким образом, теоретические и практические аспекты процесса осадки в
условиях комбинированного нагружения исследованы недостаточно.
Следовательно комплексное исследование процесса осадки в условиях
комбинированного нагружения является актуальным.
Работа выполнена в рамках аналитической целевой программы «Развитие
научного потенциала высшей школы «Рособразования» по ЕЗН № 607.
Цель и задачи исследования. Целью настоящей работы является
совершенствование
технологии
осадки
осесимметричных
заготовок
посредством комбинированного нагружения на установке с независимым
приводом.
Для достижения поставленной цели ставятся следующие основные
задачи:
1. Разработать алгоритм исследования напряженно-деформированного
состояния, силовых параметров и распределения удельных нагрузок при осадке
в условиях однокомпонентного и комбинированного нагружения посредством
компьютерного моделирования;
2. Исследовать энергетические затраты при осадке заготовок без
кручения и с кручением;
3. Разработать методику для определения температурного поля в зоне
контактного трения образца и инструмента при осадке с кручением с помощью
гидравлического моделирования;
4. Исследовать температурное поле при осадке с кручением с помощью
гидравлического моделирования, компьютерного моделирования и путем
прямого замера температуры с использованием термопары;
5. Определить предельную пластичность различных металлов при осадке
образцов с кручением и без кручения;
6. Разработать инновационный ресурсосберегающий технологический
процесс открытой прошивки цилиндрических заготовок с использованием
комбинированного нагружения.
4
Методы исследований.
В работе использован комплексный метод исследований, включающий
проведение предварительных экспериментов и на их основе теоретического
анализа с экспериментальной проверкой предложенных технических решений в
лабораторных условиях.
Теоретические исследования напряженно-деформированного состояния,
силового режима и удельных нагрузок при осадке образцов при
однокомпонентном и комбинированном нагружении выполнены посредством
компьютерного моделирования с использованием программного комплекса
Deform 3D.
Экспериментальные исследования проводились на специально
сконструированной установке с независимым приводом для комбинированного
нагружения при ОМД (пат. на полезную модель 38304 РФ, МПК В21, J13/02) в
лаборатории кафедры «МТК. ОД и СП» с применением общепринятых методов
планирования эксперимента и статистической обработки результатов.
Научную новизну имеют следующие результаты:
– посредством компьютерного моделирования процесса осадки
цилиндрических заготовок установлено, что наложение кручения на процесс
осадки сопровождается следующими положительными эффектами:
• радикально повышается равномерность деформации по объему
осаженных заготовок за счет снижения контактных сил трения и
интенсификации сдвиговых деформаций, что позволяет получать заготовки и
изделия с равномерным распределением механических свойств по объему;
• существенно (в 2…3 раза) уменьшается сила деформирования
вследствие того, что коренным образом изменяется характер взаимодействия на
поверхности контакта «заготовка – инструмент»;
• происходит «сглаживание» эпюры нормальных напряжений, а
следовательно, уменьшается удельная нагрузка на рабочие части штампа,
причем тем больше, чем больше скорость вращения инструмента;
– установлено, что осадка с кручением, характеризуемая совместным
действием осевой и сдвиговой деформацией, является более энергонасыщенной
и требует больших энергетических затрат по сравнению с обычной осадкой;
– расчетным путем показано, что основная работа деформации при
комбинированном нагружении, переходящая в теплоту – это работа крутящего
момента или работа сил касательного трения;
– опытным путем с использованием термопары для условий стесненной
деформации (сдвиг) получены зависимости температуры от времени при
разных осевых нагрузках в точках вблизи плоскости трения «инструмент –
образец». Полученные зависимости коррелируют с работой трения,
определяемой расчетными формулами;
– на основе гидравлической модели выполнен анализ теплового потока,
близкого к одномерному. Предложена методика оценки средней температуры
испытываемого образца при комбинированном нагружении. Показана
5
возможность использования гидравлической модели для оценки температуры в
рабочей зоне «инструмент – образец» с учетом масштабного коэффициента;
– предложена методика определения накопленной деформации при
осадке с кручением на основе известных аналитических зависимостей.
Показано, что «наложение» кручения на процесс деформации при осадке
увеличивает величину как предельной пластичности, так и величину
формоизменяющей деформации;
– экспериментально установлены этапы (стадии) процесса открытой
прошивки, на которых при наложении кручения на процесс деформирования
обеспечивается уменьшение перемычки в несколько раз (по сравнению с
традиционной прошивкой) при минимальном искажении формы прошиваемой
заготовки.
Практическую значимость имеют следующие результаты:
– спроектирована и изготовлена штамповая и инструментальная оснастка
для проведения экспериментальных исследований по осадке заготовок в
условиях комбинированного нагружения;
– разработана научно обоснованная усовершенствованная технология
процесса осадки осесимметричных заготовок на основе положительных
эффектов, свойственных комбинированному нагружению;
– разработана методика для определения температурного поля в зоне
контактного трения образца и инструмента при осадке с кручением;
– разработана установка для получения кольцевых заготовок (защищена
патентом на полезную модель);
– разработан способ изготовления деталей типа втулки (защищен
патентом на изобретение);
–
результаты
выполненной
научно-исследовательской
работы
используются в формах:
• при чтении лекций по курсу «Физико-математические основы
формоизменяющих процессов»;
• при выполнении лабораторных работ по указанному курсу;
• при выполнении курсовых работ по указанному курсу;
• при выполнении курсовых проектов по курсу «Холодная объемная
штамповка»;
• при чтении курса «Инновации в технологических процессах» на
факультете «Экономика, менеджмент и инновации» (ФЭМИ);
• при проведении практических занятий по курсу «Технологические
процессы в машиностроении» на факультете ФЭМИ.
Апробация работы.
Основные положения работы доложены и обсуждены на следующих
семинарах:
– 15-ой Нижегородской сессии молодых ученых (технические науки).
Нижегородская область, «Красный плес», 2010 г;
6
–
на
научных
семинарах
кафедры
«Машиностроительные
технологические комплексы. Обработка давлением и сварочное производство»
с участием членов диссертационного совета по защитам докторских
диссертаций, 2010 и 2011 г.
Публикации. Основное содержание диссертационной работы изложено в
шести статьях в рецензируемом журнале, рекомендованном ВАК (Кузнечноштамповочное производство. Обработка материалов давлением), а также в
патенте на полезную модель и в патенте на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти
глав, основных выводов, списка литературы. Текст диссертации содержит 160
машинописных страниц, включая 18 таблиц и 38 рисунков. Список литературы
содержит 86 источников.
Автор защищает:
1. Положительные эффекты, сопровождающие процесс деформации при
наложении кручения на процесс осадки: снижение силы деформирования,
повышение равномерности распределения деформации по объему осаженных
заготовок, сглаживание эпюры нормальных напряжений, а следовательно
уменьшение удельных нагрузок на рабочие части штампа.
2. Аналитические зависимости для оценки энергетических затрат при
осадке осесимметричных заготовок без кручения и с кручением.
3. Методику и результаты экспериментальных исследований по
определению температурного поля в зоне контактного трения образца и
инструмента при осадке с кручением.
4. Аналитические зависимости и результаты экспериментов по оценке
предельной пластичности при осадке с кручением.
5. Усовершенствованный процесс осадки осесимметричных заготовок с
учетом положительных эффектов комбинированного нагружения.
6. Установку для получения кольцевых заготовок.
7. Способ изготовления деталей типа втулки.
КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении показана актуальность темы диссертационной работы и
изложены основные положения, выносимые на защиту.
В первой главе выполнен литературный обзор работ, посвященных
использованию комбинированного нагружения в технологических процессах
ОМД. Рассмотрены вопросы напряженно-деформированного состояния при
осадке без кручения и с кручением, вопросы, связанные с пластичностью и
разрушением, тепловой эффект деформации.
7
Одним из первых процесс осадки с кручением начал исследовать
американский физик П. У. Бриджмен. Сжав между наковальнями
металлический образец давлением до 100-150 килобар, он затем проворачивал
их друг относительно друга. В таких условиях П. Бриджмен обнаружил немало
«тонких» физических эффектов в поведении металлов.
В ряде работ отмечается снижение деформирующей силы и нормальных
напряжений, действующих на инструмент. По результатам экспериментов по
осадке с кручением свинцовых образцов получены зависимости
деформирующей силы, крутящего момента и эпюры контактных давлений от  .
Исследования, выполненные рядом организаций, показали, что эффект
снижения силы определяется двумя факторами: изменением кинематики
контактного трения и развитием в теле деформируемой заготовки сдвиговых
окружных деформаций.
При осадке с кручением возникает тангенциальная компонента
контактного напряжения  z , направленная в сторону вращения инструмента
(рис. 1), вследствие чего происходит
поворот вектора контактного трения также
в этом направлении. Предельная величина
модуля контактного трения не может
превысить  S , поэтому радиальная
компонента касательного напряжения  z
будет уменьшаться с увеличением  z и в
пределе при  z   S она обратится в нуль:
 z  0 , что, в конечном итоге, даст
величину
среднего
касательного
напряжения  z   S . Следовательно,
Рис. 1. Схема кинематики
целенаправленное изменение механики
контактного взаимодействия заготовки и
трения при осадке с кручением
инструмента позволит исключить вредное
влияние
сил
контактного
трения,
осуществить процесс в условиях, приближающихся к осадке без трения, и тем
самым существенно повысить КПД деформации.
В последние годы на кафедре «МТК. ОД и СП» Нижегородского
государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева был выполнен
ряд работ, посвященных анализу процессов ОМД при комбинированном
нагружении. Все экспериментальные исследования были проведены на
специально
спроектированной
и
изготовленной
установке
для
комбинированного нагружения при обработке металлов давлением с
независимым приводом (рис. 2), позволяющей проводить экспериментальные
исследования в широком диапазоне значений кинематического параметра
( i   /  ), оказывающего влияние на напряженно-деформированное состояние
8
деформируемой заготовки и энергосиловые параметры процесса осадки. По
результатам выполненных работ было получено несколько патентов.
Рис. 2. Установка для комбинированного нагружения.
Изучены причины неравномерности распределения напряжений и
деформаций при осадке без кручения, приводящие к искажению формы
заготовок (бочкообразность).
Рассмотрены методы определения напряженно-деформированного
состояния в пластической области. Показаны достоинства и недостатки
следующих методов: метода координатных сеток, метода муар,
поляризационно-оптического метода, метода измерения твердости, метода
конечных элементов.
Рассмотрен тепловой эффект деформации, изучены методики измерения
температуры по объему деформируемого тела.
По итогам литературного обзора сделаны следующие выводы:
1. Недостаточно изучены теоретические и технологические основы
комбинированного нагружения.
2. Недостаточно изучены вопросы напряженно-деформированного
состояния материала в очаге деформации при осадке с кручением.
3. Недостаточно изучены энергосиловые затраты при осадке заготовок в
условиях комбинированного нагружения.
4. Отсутствует информация о нагреве заготовки за счет теплового
эффекта и о распределении температурного поля при комбинированном
нагружении.
5. В литературе отсутствуют данные о пластичности и предельной
деформации при комбинированном нагружении.
6. Отсутствует информация о зарождении и образовании трещин при
осадке с кручением.
Проведенный обзор позволил определить цель работы и ее задачи.
9
Во второй главе рассмотрены возможности программного комплекса
Deform 3D для изучения напряженно-деформированного состояния
цилиндрических заготовок при осадке с кручением.
Для исследования напряженно-деформированного состояния методом
компьютерного моделирования были выбраны образцы из алюминиевых
сплавов АД1, АМц и АМг3 высотой h0  10 мм двух типов: 1) с отношением
D / h0  5 (низкие); 2) с отношением D / h0  1 (высокие).
Моделирование процесса осадки осуществлялось со следующими
параметрами:
– поступательная скорость движения деформирующего инструмента
  4 мм/мин;
– коэффициент трения между инструментом и заготовкой   0,1 и 0,4;
– скорость деформации составляла ≈ 0,005–0,02 с-1;
– значение кинематического параметра i   / n (для осадки с кручением)
принималось i  1 и 4.
С помощью программного комплекса Deform 3D осуществлялся
отдельный расчет для каждого типа заготовок, коэффициента трения и
кинематического параметра i (для осадки с кручением).
В результате моделирования процесса осадки при поэтапной деформации,
включающей 106 шагов, с использованием программного комплекса Deform 3D
получены:
– картина напряженно-деформированного состояния в виде цветовых
изображений распределения напряжений и деформаций по объему заготовки;
– графические зависимости силы деформирования от хода инструмента;
– картина распределения нормальных напряжений в виде цветовых
изображений на торцовой поверхности образцов.
Напряженно-деформированное состояние высоких и низких образцов,
осаженных с разной степенью деформации  в различных условиях
деформирования (без кручения и с кручением), оценивалось с помощью
показателей K    max /  min (  max и  min – максимальное и минимальное
значения степени деформации) и K   max /  min (  max и  min – максимальное
и минимальное значения напряжения).
На основе сопоставления картин распределения деформаций (рис. 3) и
напряжений (рис. 4) в меридиональных сечениях высоких и низких образцов
при осадке без кручения и с кручением выявлено, что при осадке с кручением
напряжения и деформация распределены более равномерно:
– при осадке высоких образцов с кручением (   0,4 и n  4 об/мин) по
сравнению с осадкой без кручения показатель K  снижается в 1,5; 1,54 и 1,22
раза у сплава АД1, АМц и АМг3 соответственно;
– с увеличением временного сопротивления  В образцов от 60 МПа (АД1)
до 175 МПа (АМг3) показатель K  возрастает несущественно;
10
K
K
7
1,5
6
2
5
1,4
2
1,3
4
3
1,2
2
1,1
1
1
1
0
20
а)
40
1
, %
60
0
20
б)
40
, %
60
Рис. 3. Зависимости К() при осадке образцов из сплава АД1 без кручения (а) и
с кручением при i = 1 (б) высоких образцов: 1 и 2 –  = 0,1 и 0,4.
K
K
1,6
1,15
2
1,4
1,1
1,2
1
2
1,05
1
0
20
а)
40
1
, %
60
1
20
0
40
, %
60
б)
Рис. 4. Зависимости К() при осадке образцов из сплава АД1 без кручения (а) и
с кручением при i = 1 (б) высоких образцов: 1 и 2 –  = 0,1 и 0,4.
Р, кН
1
Р, кН
2500
2
4
3
40
2000
30
1500
2
3
4
1000
20
10
500
0
1
0
1
2
3
4
5
6
7 hп, мм
а)
0
0
1
2
3
4
5
б)
6
7
hп, мм
Рис. 5. Зависимость P (hп) при осадке образцов из сплава АД1 без кручения (1,
2) и с кручением при i=1 (3, 4) низких (а) и высоких (б) образцов.
11
– зависимость K    немонотонна для обоих видов осадки (без кручения
и с кручением), однако при   0,4 при осадке без кручения она непрерывно
возрастает, а при осадке с кручением сначала возрастает (до   20 %), а затем
снижается, что должно сопровождаться выравниванием механических свойств
по объему деформированного тела.
Анализ напряженно-деформированного состояния образцов показал, что
комбинированное нагружение является радикальным способом повышения
равномерности деформации и напряжений за счет снижения контактных сил
трения и интенсификации сдвиговых деформаций.
Можно предположить, что интенсификация сдвиговых деформаций при
комбинированном нагружении происходит как за счет развития сдвигов по
плоскостям действия максимальных касательных напряжений  max , так и за
счет включения в процесс деформирования дополнительных систем
скольжения, свойственных данному типу кристаллической решетки.
Посредством компьютерного моделирования получены зависимости
осевой силы P от хода пуансона hп , который составляет 7 мм (   70 %), для
различных условий деформирования (рис. 5).
Проведено сравнение значений силовых параметров, полученных с
помощью моделирования с силовыми параметрами, рассчитанными по
известным формулам Зибеля – Губкина и Е. П. Унксова при осадке без
кручения. Оценку силы деформирования при осадке с кручением
(комбинированное нагружение) проводили по приближенной формуле
Шнейберга А. М. и Михаленко Ф. П.*)
Эффект снижения силы деформирования при осадке с кручением
оценивался показателем   P / Pкр , где P и Pкр – силы осадки без кручения и с
кручением.
На основе анализа обобщенных данных (по результатам моделирования)
по силовому режиму осадки в различных условиях деформирования по всем
трем материалам, применявшихся при моделировании, можно сделать
следующее заключение:
– наибольший эффект снижения силы деформирования достигается при
осадке с кручением низких образцов при   0,4 и скорости вращения
инструмента n  4 об/мин ( i  1 ): из алюминия – в 3,5 раза, из сплава АМЦ – в
2,7 раза и из сплава АМг3 – в 3,6 раза;
– при осадке с кручением как низких, так и высоких образцов с
увеличением коэффициента трения  от 0,1 до 0,4 эффект снижения силы
деформирования ( 0, 4 / 0,1 ) существенно возрастает для всех трех материалов;
– с увеличением n от 1 до 4 об/мин (т.е. с уменьшением i от 4 до 1)
эффект снижения силы деформирования возрастает.
Шнейберг А.М., Михаленко Ф.П. Приближенный аналитический метод оценки
силы деформирования при осадке цилиндрических образцов с кручением // КПП. ОМД. 2007.
№ 9. С. 7 – 15.
*)
12
На рис. 6 приведены эпюры распределения нормальных напряжений  z
при осадке низких образцов с кручением и без кручения при разных значениях
кинематического параметра i . Эпюры построены на основе силовых графиков
(см. рис. 5).
z,
МПа
z, МПа
1300
900
800
1
700
600
500
400
300
2
200
3
100
0
0
18,24
36,48
54,72
72,96
91,2
мм
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
0
1
2
3
18,24
36,48
54,72
72,96
91,2
мм
а)
б)
Рис. 6. Эпюры нормальных напряжений при осадке низких образцов из сплавов
АД1 (а) и АМг3 (б) при  =70 %,  =0,4: 1 – без кручения; 2 и 3 – с кручением при
i = 4 и 1 соответственно.
Из рис. 6 следует, что по сравнению с осадкой без кручения при осадке с
кручением низких образцов при   0,4 и i  4 ( n  1 об/мин)  z в центре
осаженного диска у всех трех материалов снижается примерно в 3 раза, а при
i  1 ( n  4 об/мин) – в 4,5 раза у сплавов АД1, АМг3 и в 4,7 раза у сплава АМц.
При осадке без кручения при   0,4 с увеличением  В от 60 МПа (АД1)
до 175 МПа (АМг3) напряжение  z в центре осаженного диска возрастает от
968 до 1360 МПа, т. е. в 1,4 раза, что необходимо учитывать при разработке
новых технологических процессов ХОШ.
Таким образом, «наложение» кручения на процесс осадки равносильно
действию эффективного смазочного материала, который уменьшает
коэффициент трения пары «образец–инструмент», облегчая течение металла в
радиальном направлении.
В результате «наложения» кручения на процесс осадки изменяется
кинематика контактного трения. Как следствие, эпюра распределения
нормальных напряжений  z r  становится более равномерной, сильно
13
выраженный купол на эпюре, характерный для осадки без кручения,
сглаживается при осадке с кручением, причем тем сильнее, чем больше
скорость вращения деформирующего инструмента.
Снижение силы деформирования при «наложении» кручения на процесс
пластического формоизменения позволяет выбрать пресс меньшей
номинальной силы, меньшей массы, а следовательно и меньшей рыночной
стоимости.
В третьей главе проведен расчет энергетических затрат при осадке
заготовок из алюминиевого сплава без кручения и с кручением, а также
проведено экспериментальное исследование крутящего момента при осадке с
кручением.
Принимаем, что общая энергия деформирования, затрачиваемая
кузнечной машиной (прессом) без учета потерь в механизме машины,
определяется уравнением баланса работ:
– для осадки без кручения
(1)
Aобщ  Aдеф  Aρ  Aп ;
– для осадки с кручением
  Aдеф
  Aρ  Aθ  Aп  Aθ ,
(1а)
Aобщ
где A , A – работа полной деформации (осадка + сдвиг) без учета работы сил
трения; Aρ , Aρ – работа радиальных сил трения; Aп , Aп – работа ползуна
пресса; Aθ – работа касательной составляющей сил трения (значения,
относящиеся к осадке с кручением, обозначены штрихом).
При осадке без кручения
(2)
Aдеф  ln h0 / h V ,
где ln h0 / h    – степень деформации; h0 , h – исходная и текущая высота
образца;   Т ,  ,   – напряжение течения (МПа), зависящее от температуры,
степени и скорости деформации; V – объем очага деформации,
V  r02 h0 ,
(3)
r0 – исходный радиус образца.
При осадке с кручением
  eV ,
(2а)
Aдеф
где e – средняя накопленная (по объему образца) степень деформации.
Деформация e выше, чем при обычной осадке, из-за дополнительной
сдвиговой компоненты. Приближенно ее можно оценить по формуле **)

kr  h
h  
(4)
e  ln  0   4,83 0  0  1 a ,
i  h
 h  


Шнейберг А.М., Михаленко Ф.П., Пудов А.С., Кошелев О.С. Анализ силового
режима и методов оценки накопленной деформации при комбинированном нагружении //
Тяжелое машиностроение. 2006. № 3. С. 8 – 11.
**)
14
где k – коэффициент схватывания, k  обр / ин ;  обр ,  ин – угол закручивания
торцовых рисок образца и угол поворота инструмента, рад; a  – коэффициент
неравномерности распределения сдвиговой деформации по высоте.
При осадке без кручения энергетическую составляющую Aρ можно
определить из уравнения (1):
A  Aп  Aдеф ,
h
h
где Aп   Ph d h0  h    S n d h0  h  
h0
h0
h

1
d
 S 1  3  h d h0  h  ;
(5)
h0
P – сила деформирования; S – площадь поперечного сечения, S  d 2 / 4 ;  n –
 1 d
среднее давление, согласно формуле Губкина–Зибеля  n   1     n ;
 3 h
d – диаметр образца, d  d 0 h0 / h .
После соответствующих подстановок и интегрирования с учетом
формулы (3) получим формулу М.В. Сторожева
 h
2  d d 
Aп  V ln 0     0  .
(6)
 h 9  h h0 
В формуле (6) первое слагаемое – это работа Aдеф , второе слагаемое –
работа Aρ , т. е.
d d 
2
A  V   0  .
(7)
9
h
h
0 

При осадке с кручением аналогично уравнению (5) можно записать
h
h
Aп   Ph d h0  h    S n d h0  h  ,
h0
(8)
h0
где  n – среднее давление, определяемое выражением*)
2h1  k  
1
 1 d
 n   1   cosarctg
 n .

2
3
h
i

 1  3
(9)
Интеграл (8) с учетом выражения (9) не имеет стандартного решения,
поэтому величину Aп оцениваем методом численного интегрирования. При
этом ход пуансона h0  h  h разбиваем на m шагов, для каждого шага
определяем силу P , работу Aп и затем для полного хода пуансона – сумму
работ Aп :
Aп 
где Aп  V
m
 Aп ,
(10)
j 1
n j 1  n j  h j 1 

 1 .
 hj

2


(11)
15
Работа Aρ радиальных сил трения, обусловленных напряжением  ρ , при
осадке с кручением значительно меньше, чем работа Aρ . Поэтому, пренебрегая
величиной Aρ в формуле (1а), общую работу при осадке с кручением
определяем по формуле
  A деф  Aθ .
Aобщ
Работа крутящего момента трения при проскальзывании за время dt
определяется зависимостью
dAθ  M 1  k d  M 1  k 2ndt ,
(12)
где M   θ d 3 / 12 – крутящий момент.
Подставив выражение для крутящего момента в уравнение (12), получим
2 2 θ n1  k d 3
dAθ 
dt .
12
После интегрирования получим:

4V θ d 0 1  k d 3  h0

.
Aθ 

1
(13)
 h

3i


Используя приведенные формулы, определяли и сравнивали каждую из
компонент общей работы в уравнениях (1) и (1а) для пары «алюминий –
инструментальная сталь».
На рис. 7 приведены графики, построенные по расчетным данным,
иллюстрирующие изменение энергозатрат в зависимости от хода
деформирующего инструмента при осадке без кручения и с кручением при
различных условиях деформирования.
а)
б)
Рис. 7. Зависимость между энергозатратами при обычной осадке (1) и осадке с
кручением (2) от хода инструмента: а, б – i = 4 и 1, k = 0,1, а = 0,5,  = 0,1 и 0,5
соответственно.
Из графиков видно, что при осадке с кручением энергозатраты
существенно больше (в несколько раз), чем при осадке без кручения.
Коэффициент a неравномерности распределения сдвиговой деформации
и коэффициент схватывания k слабо влияют на энергозатраты и соотношение
сил при обычной осадке и осадке с кручением.
16
С увеличением коэффициента трения  от 0,1 до 0,5 соотношение между
 / Aобщ ) увеличивается в 1,3 раза, а соотношение между
энергозатратами ( Aобщ
силами деформирования ( P / P  ) уменьшается в 3 раза без учета нагрева и в 4,4
раза с учетом нагрева.
С уменьшением кинематического параметра i от 8 до 1 соотношение
между энергозатратами увеличивается в 2,3 раза, а соотношение между силами
деформирования уменьшается в 1,3 раза без учета нагрева и в 3,9 раза с учетом
нагрева.
Крутящий момент M , обусловленный касательной компонентой 
трения между инструментом и образцом, является важным параметром
процесса деформирования с осевым вращением инструмента. Знание величины
M необходимо для оценки общих энергетических затрат процесса
деформирования и подбора мощности электродвигателя для вращения
инструмента. Для определения величины крутящего момента был проведен ряд
экспериментов.
Уравнение баланса мощностей имеет следующий вид:
Nобщ  Nмех  N τ  Nмех  M ,
где N общ – общая мощность, измеряемая ваттметром; N мех – потери мощности
на трение в установке, потери мощности в электродвигателе (нагрев) и т. п.;
N τ – мощность крутящего момента M от действия касательных
тангенциальных напряжений на поверхности контакта;  – угловая скорость
вращения инструмента,   2n .
Отсюда экспериментальное значение крутящего момента
N
 N мех N τ
M  общ

.
2n
2n
Для определения величины N мех и «отделения» ее от N общ строили
серию «тарировочных» кривых N мех ( Р) ( P – осевая нагрузка при M  0 ) при
различных значениях n . С увеличением осевой нагрузки возрастали потери на
трение в червячной паре 4, 5 (рис. 8), подшипнике скольжения 6, в редукторе, а
также на нагрев электродвигателя. Нагрузка при тарировке передавалась через
опорный шариковый подшипник 2, установленный вместо деформируемого
образца между верхней 1 и нижней 3 плитами.
Полагали, что потери на крутящий момент в подшипнике составляют
приблизительно 1 %, поэтому ими пренебрегали. Максимальная нагрузка P
при тарировке составляла 250 кН. Показания, снимаемые с ваттметра,
умножались на 3 с учетом трехфазной схемы питания электродвигателя.
Анализ тарировочных графиков N мех ( Р) (рис. 9) показал следующее:
– с увеличением P мощность потерь на трение увеличивается почти
линейно; отклонения показаний N мех от средней величины при нагрузке и
разгрузке составляют не более 1,5 %;
– с ростом числа оборотов n инструмента мощность увеличивается;
17
– внесение в подшипник скольжения дополнительного («свежего»)
графитового смазочного материала приводит к незначительному (5…6 %)
снижению N мех .
Рис. 8. Схема нагружения
установки при тарировке.
Рис. 9. Зависимости N общ P при
осадке с кручением образцов из
алюминия (кривая 1) и меди (кривая 2),
3 – тарировочный график N мех ( Р) .
Установлено, что на величину крутящего момента влияют степень
деформации, характер эпюры касательных напряжений  θ   , упрочнение
деформируемых образцов и их нагрев за счет контактного трения.
Выявлено, что крутящий момент М увеличивается с увеличением
отношения d / h и кинематического параметра i .
В четвертой главе исследован тепловой эффект деформации при осадке
с кручением, а также приведены результаты этих исследований и их анализ.
Термический режим при деформации с кручением играет существенную
роль, так как напряжение течения  может быть значительно уменьшено за
счет нагрева при проскальзывании инструмента по контактной поверхности
образца. Это в определенной мере компенсирует дополнительные
энергетические затраты, необходимые для создания крутящего момента.
Опытным путем с использованием термопары для условий стесненной
деформации (сдвиг) получены зависимости температуры от времени при
разных осевых нагрузках в точке вблизи плоскости трения «инструмент–
образец».
Рассмотрим уравнение общих энергетических затрат при деформации с
кручением:
(1а)
Aобщ  Aдеф  Aρ  Aθ .
Записав в дифференциальной форме уравнение для работы
тангенциальных сил трения и решив его, для случая   0,5 получим:
18
 h

2n
(14)
Vd0  0  11  k 
3 z
h


Записав в дифференциальной форме уравнение для работы сил
радиального трения и решив его, для случая   0,5 получим:
Aθ 
VR0 h00,5
h0
(15)
h
3h1,5
Для расчета величины интенсивности деформации (осадка + сдвиг)
используем формулу Шнейберга А. М. и Михаленко Ф. П.*):

7,15 R0 nk  h0

,
e

1
(16)
 h

z


После всех подстановок в уравнение (1а) для условий комбинированной
деформации (   0,5 ; k  0,1 ; h0 / h  0,2 ; i  4...1 ) соотношение тепловых
вкладов Q каждого из компонентов в уравнение (1а) составит:
0.9 Aдеф : Aθ : Aρ  Qдеф : Qθ : Qρ  0,17 :1: 0,017 при i  4
0,17 :1: 0,004 при i  1 .
Отсюда видно, что основной вклад в тепловой баланс вносит работа
касательных сил трения, а доля Qдеф даже при k  0,1 (фактически коэффициент
схватывания имеет меньшее значение) составляет менее 20 %. Величиной же
Qρ в дальнейшем будем пренебрегать. Таким образом, количество
выделившейся теплоты
Q  Qθ  t э Aθ ,
где t э – тепловой эквивалент.
Целью настоящего исследования является определение температуры в
зоне, близкой к зоне контактного трения «образец – инструмент».
Схема измерения температуры приведена на рис. 10. Горячий спай
хромель-алюмелевой термопары припаивали к латунному наконечнику,
который в свою очередь зачеканивали в коническое отверстие пуансона.
Расстояние от горячего спая до поверхности трения пуансона составляло ~2 мм,
а расстояние от оси инструмента – 1/ 2 R .
Согласно схеме (рис. 10) предварительно обжимали образец до его
касания стенок обоймы, затем включали вращение инструмента и
осуществляли обжатие при фиксированной постоянной осевой нагрузке Р с
записью температуры с помощью термопары и милливольтметра через
определенные интервалы времени.
Испытанию подвергались высокие и низкие алюминиевые, свинцовые и
медные образцы.
Результаты опытов представлены в виде графиков Т t  для различных
значений осевой силы Р и скорости вращения n (рис. 11).
Aρ 
ln
19
Из полученных графиков
следует, что:
– с увеличением числа
оборотов n наблюдается прямо
пропорциональный
рост
температуры Т при условии
стабилизации режима ( t  4 мин);
– в начальный момент
( t  1 мин) при неустановившемся
тепловом
процессе
рост
температуры превышает рост числа
оборотов в 1,5…2 раза;
– с увеличением силы
деформирования Р при низких
значениях Р рост Т подчиняется
зависимости, близкой к линейной, а
по мере приближения величины
 n к напряжению течения  , рост
Т либо затухает и вообще
прекращается, либо Т возрастает
до аномально высоких значений.
Рис. 10. Схема установки термопары
в пуансон: 1 – верхний боек (пуансон);
2 – обойма; 3 – образец; 4 – нижний
боек; 5 – термопара (горячий спай);
6 – милливольтметр.
б)
а)
Рис. 11. Зависимости T(t) при стесненной деформации высоких (а) и низких
(б) алюминиевых образцов для различных значений P и n.
20
Выше было показано, что повышение температуры инструмента вблизи
поверхности трения «инструмент – образец» при стесненной деформации
обусловлено главным образом теплотой от работы сил трения или крутящего
момента. При этом не были определены температурное поле в самом образце и
средняя температура образца в функции времени.
Ниже рассматриваются методика и результаты гидравлического
моделирования, распределение температуры в рабочей зоне «инструмент –
образец». В качестве пары трения использовали инструментальную сталь и
алюминий. По результатам экспериментальной оценки температуры для этой
пары и сопоставления ее с данными, полученными из гидравлической модели
(рис. 12), предлагается экспериментально-расчетная схема для оценки средней
температуры деформируемого образца.
Рис. 12. Схемы гидравлической модели (а) и очага деформации (б) при
стесненной комбинированной осадке (ось z повернута на 90°): T(z) – эпюра
температур; P и ω – сила сжатия и скорость вращения инструмента.
На основе гидравлической модели выполнен анализ теплового потока,
близкого к одномерному. Гидравлическое моделирование основано на аналогии
математических соотношений, описывающих распределение температуры T в
твердом теле и высоты h столба жидкости, движущейся через сообщающиеся
вертикальные каналы (рис. 12), при ламинарном режиме.
Для одномерного теплового потока вдоль оси z инструмента и образца,
симметрично относительно оси у , гидравлическая модель представлена в виде
21
пластины с полыми прямоугольными каналами с S  a  b  3,6  5,6  20,16 [мм2]
(площадь «живого» сечения).
Пластина общей длиной 470 мм разделена на два участка: левый и
правый относительно оси O O  (рис. 12); длина левого участка соответствует
длине инструмента l ин , а длина правого – 1/2 длине (высоте) образца l обр (в
силу симметрии очага деформации и инструмента). Плоскость раздела O O 
соответствует плоскости трения OO инструмента и образца. В нижней части
каналы имеют отверстия диаметрами d ин в левой части и d обр в правой части,
которые создают сопротивление перетеканию жидкости.
В канал, расположенный в плоскости O O  , заливается поток жидкости
q Ж , эквивалентный тепловому потоку q T , выделяющемуся на поверхности OO
(«инструмент-образец»). Крайняя правая стенка правого участка – глухая, а
крайняя левая стенка левого участка имеет отверстие диаметром d ин , т. е.
допускает свободный слив жидкости.
Гидравлическое моделирование проводили для разных величин потока:
qЖ  200 ...1811 мм3/сек. При всех значениях q Ж , кроме qЖ  303 мм3/сек, имел
место свободный слив жидкости, что соответствовало случаю с охлаждением
инструмента. При большой величине потока опыт прекращали обычно при
достижении максимальной верхней линии на пластине ( hmax  230 мм), т. е. до
момента начала слива воды «через край». При небольшой величине потока
опыт прекращали, когда h / t  0 . При qЖ  303 мм3/сек система была
замкнутой, т.е. без слива, что соответствовало нагреву без отдачи теплоты в
окружающую среду.
Уровни жидкости в пластине фотографировали через определенные
промежутки времени t и представляли в виде зависимости hl , t  (рис. 13).
Рис. 13. Уровни жидкости в каналах открытой модели при q = 333 мм3/с:
1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9 – t = 1; 2; 3; 4; 5; 7; 8; 10 мин соответственно.
22
Графики hl  при разных значениях t позволяют достаточно легко
оценить относительную величину Qобр / Qобщ , где Qобр – теплота, накопленная в
образце; Qобщ – общее количество теплоты, равное работе сил трения.
Предложена методика оценки средней температуры испытываемого
образца при комбинированном нагружении. Получено достаточно хорошее
совпадение значений температур, полученных путем использования термопары,
и температур, полученных по результатам гидравлического моделирования.
Гидравлическое моделирование показало, что при aобр  aин ( a –
температуропроводность) температурное поле образца можно считать
постоянным по всему объему, а температуру образца равной максимальной
температуре инструмента.
Получено достаточно хорошее совпадение кривых T t  и ht  с учетом
масштабов K t и K q , что свидетельствует о возможности использования
гидравлической модели для оценки температуры на поверхности контакта
«инструмент-образец».
Предложен метод оценки температуры в зоне трения, в основу которого
положено соотношение   Qобр / Qобщ , которое численно очень легко
оценивается при гидравлическом моделировании.
Разработан
алгоритм
определения
(расчета)
температуры
деформированного тела по предложенному методу.
В пятой главе приведены сведения об экспериментальном исследовании
предельной деформации цилиндрических образцов с «наложением» кручения.
Величина предельной деформации, определяемая степенью деформации,
при которой появляется первая трещина на боковой поверхности осаживаемого
образца, является важнейшей технологической характеристикой процесса
деформации.
Для определения величины предельной деформации при осадке с
кручением в момент разрушения ( hтр ) использовали две разные формулы.
Согласно первой (формула Хвана Д. В. и Воропаева А. А.):
1 h
1
(17)
ei  ln 0  2   2 r 2 ,
 hтр
3
где  и  – линейная (мм/мин) и угловая (рад/мин) скорости; r – радиус
образца в момент образования трещины, мм.
Формулу (17) можно представить в другом виде:
h0
r 2 2
,
(18)
1
hтр
3h 2
где  – угол закручивания торцовых поверхностей образца, рад; h – ход
инструмента, мм, h  h0  hтр .
ei  ln
23
Согласно другой формуле, выведенной из принципа энергетического
эквивалента (формула Шнейберга А. М. и Михаленко Ф. П.):

h
kr  h0

ei  z ln 0  7,15 0 
 1 ,
(19)

 hтр
i  hтр

где  – напряжение течения;  z – нормальное напряжение, определяемое как
2h1  k  
1
 1 d
,
(20)
 z   1   cosarctg

2
3
h
i

 1  3
где  – коэффициент трения; h , d – текущая высота и диаметр образца, мм.
Величина  z определялась как среднее нормальных напряжений в начале
и конце процесса осадки.
Для осадки без кручения показатель жесткости схемы напряженного
состояния:
  2  3
,
(21)
 1
i
где  i – интенсивность напряжений.
При осадке с кручением с учетом максимального сдвигового напряжения
 z   / 3 показатель жесткости схемы напряженного состояния на
цилиндрической поверхности:
2  z       


  z  0,71 ,
(22)
2
2
2

2 z  6
z
     0 ,  z   .
Показатель жесткости схемы напряженного состояния при осадке с
кручением оценивали по формуле Хвана Д. В. и Воропаева А. А., которая после
преобразований представлена в виде:
1
  
,
(23)
2 2 2
2
4 1    h0 k
1
3i 2
где   h / h0 – относительная деформация.
Испытанию подвергались образцы из различных металлов и сплавов (см.
таблицу).
Осадка проводилась с записью диаграммы P  h и времени деформации
на установке с независимыми приводами поступательного и вращательного
движений деформирующего инструмента.
При осадке с кручением на цилиндрическую поверхность образца
наносили вертикальную реперную линию, по углу наклона которой определяли
угол закручивания (угол  ) нижнего торца относительно верхнего и оценивали
коэффициент схватывания ( k ). Скорость вращения  была постоянной (~1
24
об/мин). Скорость  в среднем составляла 15 мм/мин, а кинематический
параметр i – от 12.5 до 19 мм/об.
Результаты экспериментов показали, что при осадке без кручения первая
трещина появляется под углом ~45° к оси образца (рис. 14 а) либо в одну, либо
в другую сторону, т.е. в направлении действия напряжения  max , на
бочкообразной боковой поверхности как на «хрупких», так и на пластичных
образцах.
а)
б)
Рис. 14. Вид трещин на деформированных образцах (титановый сплав ВТ-16):
а – после осадки без кручения; б – после осадки с кручением.
Первая трещина при осадке с кручением появляется на боковой
поверхности почти что всегда (за исключением сплава бронза АМц 9-2) ~
перпендикулярно наклонной реперной линии или, по крайней мере, пересекает
ее (рис. 14 б). Это достаточно просто объяснить тем, что при осадке с
кручением дополнительное сдвиговое напряжение  z приводит к асимметрии
касательных напряжений, действующих под углом 45º к приложенной осевой
силе. При этом напряжения, действующие под углом +45º, уменьшаются, а
напряжения, действующие под углом –45º, векторно складываясь с  z ,
возрастают (рис. 15).
Рис. 15. Схема действия касательных напряжений, приводящих к появлению
трещины.
25
Результаты экспериментов по предельной пластичности.
№
п/п
Материал,
исходные размеры
Осадка без
кручения
h
e  ln 0
h
Осадка с кручением
h
e  ln 0
h

ei по
ei по
  по
формуле
(18)
формуле
(19)
формуле
(23)
«Хрупкие» металлы
Медный
электродный сплав
1
d 0 11,7

 0,74
h0 15,8
0,4
 0,6
0,41
0,43
0,49
 0,9
0,4
 0,44
0,5
0,55
0,62
 0,87
0,4
 0,7
0,29
0,37
0,49
 0,58
Алюминиевый
сплав
2
d 0 12

 0,76
h0 15,7
Титановый сплав
ВТ-16
3
d 0 10,4

 0,72
h0 14,5
«Пластичные» металлы
Алюминиевый
сплав
4
d 0 10

 0,65
h0 15,3
0,76
 0,26
1,06
1,26
1,47
 0,93
0,69
 0,12
0,89
1,03
1,19
 0,92
0,7
 0,22
0,57
0,61
0,69
 0,93
0,07
1,12
1,33
1,7
 0,95
0,46
(трещин
нет)
1,56
1,9
1
0,12
1,76
1,79
2,49
1
Алюминиевый
сплав (отжиг)
5
d 0 11,8

 0,7
h0 16,8
Бронза Бр АМц 9-2
6
d 0 10

 0,78
h0 12,5
Цинк
7
d0
8

 0,69
h0 11,6
Медь
8
d 0 12
  0,86
h0 14
Технически чистое
железо
9
d 0 10
  0,71
h0 14
1,7
(трещин
нет)
1,44
(трещин
нет)
1,54
1,5
(трещин
нет)
26
 в последнем случае, которая значительно больше
Результирующая  рез
по величине, чем  рез в первом, приводит к тому, что максимальный сдвиг,
приводящий к трещине, имеет место в этом направлении. Так при  z   45  
 составит угол   68 с осью образца, что приблизительно
направление  рез
совпадает с направлением фактически наблюдаемой первой трещины (см. рис.
14 б).
В таблице приведены расчетные данные по определению степени
деформации при осадке без кручения и с кручением. Здесь же приведены
значения показателя жесткости схемы напряженного состояния   .
При осадке с кручением по формуле (23) показатель схемы напряженного
состояния для «хрупких» материалов    0,9...  0,58 , а для пластичных
   1...  0,92 , по формуле (22)    0,71 .
Сопоставляя значения  и   для «хрупких» и пластичных материалов
видно, что кручение, устраняя бочкообразность, для «хрупких» материалов
незначительно смягчает схему напряженного состояния, а для пластичных
металлов эффект «смягчения» схемы напряженного состояния от кручения
более сильный (сравнить  0,27...0,07 и  1...  0,71).
Из общего сопоставления видно, что при осадке с кручением схема
деформации, несмотря на «ужесточение», за счет появления в тензоре
напряжения  z благодаря равномерной деформации является все же более
мягкой, чем при осадке без кручения.
На основе изложенного можно сделать следующее заключение, что
«наложение» кручения при осадке благодаря более равномерной деформации
увеличивает, как правило, величину, как предельной пластичности ei , так и
величину формоизменяющей деформации e  ln h0 / hтр .
Общие выводы.
1. С помощью компьютерного моделирования установлено уменьшение
осевой силы деформирования, более равномерное распределение деформаций и
напряжений по объему деформируемой заготовки, снижение удельной нагрузки
на инструмент при осадке с кручением по сравнению с осадкой без кручения.
2. Осадка с осевым вращением инструмента является более
энергонасыщенной по сравнению с традиционной осадкой. Наибольшее
влияние на энергетические затраты при осадке с кручением оказывают
коэффициент трения  и кинематический параметр i . При увеличении  и
снижении i резко возрастают энергозатраты и снижается деформирующая сила.
3. Разработанная методика для определения температурного поля в зоне
контактного трения образца и инструмента с помощью гидравлического
моделирования позволяет приближенно определить температуру заготовки при
осадке с кручением.
27
4. Показана возможность термомеханического воздействия на заготовку
за счет выделяемого тепла от сил трения при проскальзывании контактных
поверхностей «инструмент – заготовка».
5. Установлено, что «наложение» кручения при осадке благодаря более
равномерной деформации увеличивает, как правило, величину как предельной
пластичности, так и величину формоизменяющей деформации.
В приложении представлены результаты исследования и разработки
инновационного ресурсосберегающего технологического процесса открытой
прошивки цилиндрических заготовок методом комбинированного нагружения.
Список опубликованных работ по теме диссертации
1. Щербатов Д. А. Экспериментальное определение крутящего момента
при осадке с осевым вращением деформирующего инструмента / Шнейберг А.
М., Михаленко Ф. П., Щербатов Д. А. // КШП. ОМД. – 2008. – №9. – С. 3 – 10.
2. Щербатов Д. А. Исследование напряженно-деформированного
состояния и удельных нагрузок при осадке с кручением и без кручения
образцов из алюминиевых сплавов / Михаленко Ф. П., Щербатов Д. А. // КШП.
ОМД. – 2008. – №10. – С. 3 – 13.
3. Щербатов Д. А. Экспериментальное определение температурных
параметров при осадке с кручением и обратном выдавливании / Шнейберг А.
М., Михаленко Ф. П., Щербатов Д. А. // КШП. ОМД. – 2009. – №7. – С. 3 – 9.
4. Щербатов Д. А. Гидравлическое моделирование температурного поля в
зоне контактного трения «инструментальная сталь – алюминий» при
комбинированном нагружении / Шнейберг А. М., Михаленко Ф. П., Щербатов
Д. А. // КШП. ОМД. – 2009. – №11. – С. 33 – 42.
5. Щербатов Д. А. Экспериментальное исследование закономерностей
процесса открытой прошивки при однокомпонентном и комбинированном
нагружении / Шнейберг А. М., Михаленко Ф. П., Щербатов Д. А. // КШП. ОМД.
– 2010. – №8. – С. 18 – 22.
6. Щербатов Д. А. Энергетические затраты при осадке без кручения и с
кручением / Шнейберг А. М., Михаленко Ф. П., Щербатов Д. А. // КШП. ОМД.
– 2010. – №11. – С. 3 – 10.
7. Пат. 102548. RU 102548 U1 МПК B21J 13/02. Установка для получения
кольцевых заготовок / Ф. П. Михаленко, А. М. Шнейберг, Д. А. Щербатов.
8. Пат. 2425731. RU 2425731 C1 МПК B21K 21/00, B21J 5/10. Способ
изготовления деталей типа втулки / Ф. П. Михаленко, А. М. Шнейберг, Д. А.
Щербатов.
28
Скачать