автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.05, диссертация на тему:Научное обоснование ресурсосберегающих процессов холодной объемной штамповки на базе оценки использования пластических свойств металлов

РГо ОД 1 ь ИЮЛ 1997

На правах рукописи

ФИЛИППОВ Юлиан Кириллович

Научное обоснование ресурсосберегающих процессов холодной объемной штамповки на базе оценки использования пластических свойств металлов

Специальность 05.03.05 - Процессы и машины

обработки давлением

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Тула 1997 г.

Работа выполнена в Московской Государственной Академии автомобильного и тракторного машиностроения.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Алюшин ЮЛ.

доктор технических наук, профессор Субич В.Н.

доктор технических наук, профессор Яковлев С.С.

Ведущее предприятие - АООТ "НИАТ"

Защита состоится 1997 г. в |4°° часов на

заседании диссертационного совета Д 063.47.03 при Тульском Госуцарствен» Университете по адресу: 300600, Тула, прЛенина, 92

Ваш ошв на автореферат в 1 экз., заверенный печатью, просим выслать: указанному адресу.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке ТулГУ Автореферат разослан "/Г" 1997 г.

Ученый секретарь диссертационного совета К.Т.Н., доцент

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность . Одним из основных направлений развития научно-технического прогресса в машиностроении и металлообработке является всемерное развитие, совершенствование и внедрение ресурсосберегающих технологических процессов и оборудования.

Холодная объемная штамповка по сравнению с другими видами обработки и, особенно, резанием позволяет в 3-3,5 раза увеличить коэффициент использованя металла (КИМ), получать высокую точность деталей и хорошее качество поверхности, повысить надежность, износостойкость и долговечность деталей, снизить трудоемкость их изготовления и повысить производительность труда.

Холодная объемная штамповка имеет и некоторые недостатки. К ним относятся, главным образом, высокое сопротивление деформации и пониженная пластичность большинства металлов при комнатной температуре. Высокое сопротивление деформации приводит к увеличению числа штамповочных переходов, снижению стойкости штамповой оснастки, требует применения технологических смазок и оборудования повышенной мощности и, в конечном итоге, удорожает производство. Проблемы совершенствования существующих и разработка новых технологических процессов холодного деформирования тесно связаны с вопросами определения пластичности, т.е. способности металлов деформироваться без разрушения.

Методики прогнозирования пластичности металлов при различных условиях холодной деформации только тогоа обладают наибольшей достоверностью, когда они основаны на обобщенных теоретических посылках. Чисто экспериментальный подход приводит к ограничению применимости той или иной методики. В настоящее время в теории разрушения существующие критерии не могут учитывать непосредственное упрочнение металлов; можно указать такие пути нагружения, при которых критерии не работают, и следовательно, не претендуют на общность.

Тема диссертации связана с выполнением межвузовской программы "Ресурсосберегающая технология машиностроения (РТМ) по приказу ГКРФ ВО №224 от 19.03.91 года, П» № 01.910018418 "Исследование проблем пластичности металла в процессах объемной и поверхностной пластической обработки" (выполняется с 1991 года по настоящее время).

Целью работы является - качественное и количественное определение влияния упрочнения металла, показателей напряженного состояния и Лодэ-Надаи, схем деформирования на пластичность металла для использования при комплексной разработке ресурсосберегающих процессов холодной объемной

штамповки деталей высокого качества из различных сталей и сплавов , штамповой оснастки, внедрение которых позволяет внести значительный вклад в ускорение научно-технического прогресса в области холодной объемной штамповки и ускорить решение важной народно-хозяйственной проблемы ресурс о- и энергосбережения. Эта цель достигается путем разработки варианта критерия разрушения металла и его экспериментальной проверки при различных схемах напряженно-деформированного состояния с использованием оригинальной исследовательской оснастки и экспериментально-аналитических методик, позволяющих моделировать реальные технологические процессы холодной объемной штамповки.

Методы исследования. Теоретические и экспериментальные исследования выполнены с использованием классических методов описания движения и напряженно-деформированного состояния материала, принятых в механике сплошных сред и в теории пластичности, и экспериментальных методов определения силовых и кинематических параметров в процессе деформирования.

Автор защищает:

- вариант критерия разрушения металлов при холодной объемной штамповке, позволяющий расчитывать предельную деформацию при произвольном пути нагружения и учитывающий непосредственное упрочнение металла при холодной деформации, в обобщенной форме и в виде энергстичекого критерия, как в скалярном, так и тензорном варианте;

- экспериментальные исследования пластичности металлов при постоянном показателе напряженного состояния;

- закономерности влияния формы траектории деформации на пластичность;

исследования пластичности, металлов высадкой и поперечным выдавливанием в сходящийся канал, обеспечивающие постоянство показателей напряженного состояния в процессе испытания;

усовершенствованную экспериментально-аналитическую методику определения напряженно-деформированного состояния металла при нестационарных процессах во время плоской и осеснмметричной холодной объемной штамповки методом муаровых полос;

- расчет деформирующих усилий при высадке и поперечном выдавливании металла в сходящийся канал произвольной формы;

- проектирование формоизменяющих операций, расширяющие области применения холодной объемной штамповки для обеспечения производства деталей, обладающих высокой прочностью, а также конструкций штампового инструмента для осуществления этих процессов;

- ресурсосберегающие технологические процессы холодной объемной штамповки и конструкции инструмента ряда деталей для заводов машиностроения: автомобильных, горнодобывающих, метростроя, дорожной техники. Например: детали типа "поршень тошшвоподкачивающего насоса высокого давления" дан дизельных двигателей КамАЗ, ЗИЛ, Ярославского завода дизельных двигателей; "конусных втулок" для автомобилей КамАЗ, ЗИЛ, ГАЗ и др.; "корпуса резцов" для горнодобывающей промышленности -Норильского комбината, метростроя, машин для вскрытия автодорог и прокладки траншей.

Научная новизна заключается в:

- разработке варианта критерия разрушения металлов при холодной объемной штамповке, позволяющий расчитывать предельную деформацию при произвольном пути нагружен ия н учитывающий непосредственное упрочнение металла при холодной деформации, в обобщенной форме и в виде энергетического критерия, как в скалярном, так и тензорном варианте;

разработанных эффективных экспериментальных исследованиях пластичности металлов при постоянном показателе напряженного состояния;

- закономерностях влияния формы траектории деформации на пластичность;

исследованиях пластичности металлов высадкой и " поперечным выдавливанием в сходящийся канал, обеспечивающие постоянство показателей напряженного состояния в процессе испытания;

усовершенствованной экспериментально-аналитической методике определения напряженно-деформированного состояния металла в процессах холодной объемной штамповки методом муаровых полос при нестационарном течении материала; .

аналитических зависимостях, описывающих формоизменение и деформирующие усилия в некоторых процессах, холодной объемной штамповки в зависимости от пластических свойств материала;

- расчете деформирующих усилий при высадке и поперечном выдавливании металла в сходящийся канал произвольной формы;

- научно обоснованных методах проектирования формоизменяющих операций, расширяющих область применения холодной объемной штамповки для обеспечения производства детален, обладающих высокой прочностью, а также штампового инструмента для осуществления этих процессов.

Практическая ценность работы.

- Созданы ресурсосберегающие процессы , способы и конструкции штампов для холодной объемной штамповки различных деталей высокого качества, на базе научно обоснованного варианта критерия разрушения металлов и усвершенствованных методик определения напряженно-деформированного

состояния материала при различных операциях, получивших внедрение в промышленность.

- Разработаны расчеты важнейших параметров высадки, различных видов выдавливания - усилия и деформационной способности, - позволяющие рационализировать технологические процессы холодной объемной штамповки.

- Даны практические рекомендации для использования расчетов рациональных технологических процессов холодной объемной штамповки с учетом пластических свойств металла; исследования пластичности металлов; способов штамповки и конструкции инструмента (которые защищены 8 авторскими свидетельствами; внедрены в производство с реальным экономическим эффектом более 410 млн. рублей (в ценах ноябрь 1994 года).

- Результаты использованы в учебном процессе (3-х учебных пособиях по дисциплине " Технология холодной штамповки'', и курсовом и дипломном проектировании).

Апробация работы. Разделы по содержанию диссертации докладывались на Всесоюзных, Республиканских, Международной и научно-технических конференциях:"Пути совершенствования технологии холодной объемной штамповки", Всесоюзная научно-техническая конференция, Омск, 1978; "Теплофизика технологических процессов", Всесоюзная конференция, Ташкент, 1984.; "Современнные методы малоотходной и безотходной технологии в машиностроении", Кишинев, 1982.; "Высокопроизводительные металл ос берегающие процессы обработки металлов", Кишинев, 1984; "Ускорение научно-технического прогресса путем интенсификации ресурсосберегающей технологии в области матерналловедеяия, термообработки и порошковой металлурпш", Кишинев,1987; "Инженерные проблемы автоматизации и улучшения условий труда в кузнечно-штамповочном производстве", Запорожье, 1984; "Экономичность технологических процессов и оборудования в кузнечно-штамповочном производстве",Пенза, 1987; "Повышение качества деталей машин пластическим

деформированием",Фрунзе,1988; "Интенсивность производства и повышение качества изделий поверхностным пластическим деформированием", Тольятти, 1989, "Теоретические и прикладные проблемы развития наукоемких и малоотходных технологий обработки металлов давлением", Винница, 1991;"Пути совершенствования экологического обеспечения работы автомобильного транспорта",Винница, 1990; Республиканская научно-практическая конференция "Ресурсосберегающая технология машиностроения", Москва, МГААТМ, 1993,1994; Международная научно-техническая конференция "Проблемы пластичности в технологии". Орел 1995 г.

Новые технологии, штампы экспонировались на ВДНХ СССР и были насаждены медалями: № 11587 от 19.08.1987 г., № 15041 от 16.04.89 г.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 61 печатная работа, в том числе 8 авторских свидетельств и патентов.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов, списка литературы из 202 наименований и приложения, изложена на 258 страницах машинописного текста, содержит 96 рисунков и 25 таблиц. Общий объем работы 262 страницы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ.

Во введении обоснована актуальность и сформулирована цель работы, изложена научная новизна, практическая значимость и результаты, выносимые на защиту.

В первой главе рассмотрены основные особенности холодной объемной штамповки и теоретические н экспериментальные методы исследования процессов XOLLL Особое внимание ученых и исследователей уделено теоретическому и экспериментальному определению зависимости технологического усилия при основных формоизменяющих операциях (осадке, прямом и обратном выдавливании) от деформации, профиля рабочей части инструмента и условий на контакте, а также изучению напряженного состояния. Эти вопросы рассмотрены в работах Ю.А. Алюшина , А.Э. Артеса, O.A. Ганаго, В.А. Головина, Г.Я. Гуна ,А.М. Дмитриева В.В. Евстифеева, В.А. Евстратова, А.З. Журавлева, Г.И. Кириллова, С.М. Колесникова, Ф.А. Коммеля , A.A. Коставы, Д.П. Кузнецова, А.Д. Матвеева, А.Н. Митысина, Г.А. Навроцкого, Р.И. Непершина, А.Г. Овчинникова , В.А. Огородникова, ЛД. Оленина, И.П. Рейне, Ю.С. Сафарова, Е.И. Семенова, Г.А. Смирнова-Аляева, Л.Г. Степанского, А.Д. Томленова, Е.П. Унксова, В.Е. Фаворского, Ю.Ф. Филимонова, А.И. Хыбемяги, ВЛ. Шехтера, J1.A. Шофмана.а также Б. Авицура, У. Джонсона, Э. Томсена, ГД. Фельдмана, Р. Хнлла, Ч. Янга и др.

Фундаментальные исследования пластичности металлов, выполненные П. Брнджменом, С.И. Губкиным, A.A. Ильюшиным, Г.А. Смирновым-Аляевым, BJI. Колмогоровым, Г.Д. Делем, В.А. Огородниковым, Л.Г. Степанским, Ю.Г. Важенцевым, Б.И. Бересневым, A.A. Мишулиным, И.А. Кийко, В.М. Сегалом, В.А. Головиным, Л.Е. Басовским, A.A. Богатовым и др., позволили создать расчетную методику для определения деформационной способности металла во многих технологических схемах штамповки. Вместе с тем отмечается необходимость дальнейшего совершенствования и уточнения критериев разрушения.

На основании вьшолненого анализа сформулировны следующие задачи:

1) теоретически обосновать необходимость усовершенствования критерия пластичности упрочняемых материалов и разработать таковой, экспериментально доказав его работоспособность;

2) исследовать пластичность в условиях сложного нагружения (при ломапных траекториях) деформации, оценив полученные результаты по методикам различных авторов;

3) разработать новые способы исследования пластичности металлов при сохранении в течении опыта постоянства показателя напряженного состояния, в том числе в положительной области его значений;

4) разработать методику и исследовать пластичность металлов при высадке и поперечном выдавливании в сужающийся канал;

5) оценить пластичность металла и силовые параметры рассматриваемых процессов;

6) внедрить новые технологические процессы, штампы для холодной объемной штамповки в производство, методы их проектирования - в конструкторскую практику и учебный процесс;

7) определить перспективные направления теории предельного формоизменения при пластической деформации для холодной объемной штамповки.

Во второй таве, посвященной усовершенствованию критерия разрушения, отмечается, что упрочнение металла оказывает влияние на процесс развития микротрещин, но само по себе еще не может вызвать разрушеиия.Это обстоятельство играет существенную роль при выборе критерия разрушения пластически деформируемого металла.

Более точное описание физического состояния тела в отношении его деформационной способности должны давать две характеристики: коэффициент снижения пластичности в форме (В Л.Колмогоров)

О

(Ю.Г.Калпин) у/= | ^л у/

(1 (2)

где К - и/о; - показатель напряженного состояния; и сопротивление деформации.

Представим коэффициент снижения пластичности у в виде суммы: 4>=у/+у/г (3)

ще ^-составляющая, зависящая от напряжения текучести (или от накопленной деформации д, что то же самое, поскольку величины ди д однозначно связаны между собой кривой упрочнения данного металла); ц/^- составляющая, зависящая от отношения £,■

Предположим,- что кривую упрочнения можно аппроксимировать экспоненциальной зависимостью, которая более точно описывает напряжение текучести при больших значениях накопленной деформации, т.к. сошасно этой зависимости напряжение текучести стремится к некоторому пределу; в других зависимостях с увеличением £ напряжение текучести неограниченно возрастает, что противоречит физической картине упрочнения (в наших экспериментах величина накопленной деформации доходила до 5 для алюминиевых сплавов и медных образцов) ;

гае еГо и (у^- начальное и конечное значение интенсивности напряжений;

соответствует напряжению течения при больших значениях деформации, ; С- коэффициент, присущий данному металлу и характеризующий интенсивность его упрочнения.

Примем величину у/ пропорциональной упрочнению:

УгА(отст)

ще А-коэффициент.

Обозначим 4съ~<х)= ЦТ,

Тогаа V, = IР.(о!" СГо)'(<Х, - оь).

или с учетом формулы (2.5)

Значение у/2 при деформации с постоянным показателем напряженного состояния будем искать в виде

% = в(й '¿Г,)-

где В- коэффициент.

В момент разрушения р + ^ = 1; % = £г.

Отсюда В = 1 - у/л{ 1 - е"Е).

Подставив значения цг^ и у/ в формулу (3), получим условие неразрушения при К=сопз1:

Дифференцируем последнее уравнение :

Так как рассматривается дифференциал выражения на бесконечно малом участке времени при К=сопз1, это выражение можно распространить на деформацию при переменном К , полагая £г - ег(к). Тогда критерий деформации без разрушения :

1

При степенной аппроксимации кривой упрочнения

у/х = АМ = ; у/г = в{&1£) В момент разрушения у/ + у/г = 1; д = £г, тоща й = •

е,

Дифференцируем у и после этого критерий деформации без разрушения

(б)

Эту формулу, по-видимому, можно применять вместо зависимости (5) при сравнительно небольших значениях £с (в зависимости от формы кривой упрочнения, т.е. от <1 ^й ¿¡- интенсивности упрочнения) .

Параметры Сип определяются из кривых упрочнения, а у/ и ф^ из испытаний на пластичность при сложных программах нагружения.

Для проверки полученного критерия разрушения проведены эксперименты по следующей методике. Из пруткового алюминия марки АД1 одной партии ( плавки) было изготовлено по 25 цилиндрических заготовок диаметром 20, 30, 40 мм и по 12 заготовок тех же диаметров - из техической меди марки М2. Заготовки подвергали холодному выдавливанию в ступенчатых штампах (рис. 1). Схема штампа состоит из разъемного комплекта матриц, запрессованных в бандаж: 2 и 3- основные вставки матрицы, 4-нижняя вставка матрицы, создающая противодавление, 5-бандаж, 1-пуансон. Выдавливание заготовок производили при помощи гидравлического пресса усилием 20 МП. В полость штампа диаметром 16 мм закладывали вспомогательные цилиндрические заготовки из того же металла. При приложении рабочей нагрузки на пуансон металл основных заготовок выдавливается в полость диаметром 16 мм, а вспомогательных заготовок -через очко диаметром 12 мм. Таким образом осуществляли выдавливание основных

заготовок с противодавлением со стороны вспомогательных (рис.1). Гидростатическое давление во всем объеме основных заготовок было, во всяком случае, не менее величины р = 2д;1п(1б/12) = 0,6^ (теоретическое минимальное давление выдавливания при отсутствии контактного трения и без учета мощности деформации металла на входе и выходе из очага деформации). Таким образом, показатель напряженного состояния во всем объеме основной заготовки составляет менее величины К (Ко = _0'6> 4X0 Для алюминия АД1 равно значению £, при котором пластичность становится практически бесконечной; близко к этому значению и соответствующее К л™ меди (опыты А.А.Богатова и др.).

Рис. 1. Схема штампа для выдавливания Для каждого вида испытаний и трех значений предварительной деформации было изготовлено по 10 образцов. Из выдавленных образцов из их средней части 016 мм вырезали образцы 08 мм. По координатной сетке в меридиональном сечении определяли деформацию и сравнивали величины по оси и на поверхности вырезаемого образца. С учетом сдвиговой деформации различие составляло около 5% . Поэтому деформацию принимали однородной. По столько же образцов было изготовлено и из исходного материала. Образцы для испытаний на растяжение и кручение имели размеры рабочей части 8x40 мм, на сжатие 16x24 мм. Боковую поверхность всех образцов полировали, чтобы избежать влияния на результат концентраторов напряжений в виде следов резания.

Накопленную деформацию на первом этапе определяли методом координатных сеток, искажения которых измеряли после выдавливания составных заготовок. Как для алюминия, так и для меди, при выдавливании из контейнеров диаметром 20, 30 и 40 мм накопленная деформация составила

0,4; 1,1 и 1,8 соответственно. Из этого металла изготовлены образцы для испытаний на растяжение, кручение. При этом построены кривые упрочнения. При испытании на кручение использована экспоненциальная аппроксимация кривой упрочнения.

Применим к полученным результатам предложенный критерий и определим из опытных данных значение у/^.

Обозначим предварительную деформацию суммарную накопленную деформацию после второго этапа - д. Поскольку на первом этапе деформирования -£;, 00,

о

На втором этапе деформирование протекает при постоянном значении К, но £гг принимает вполне определенные конечные значения.

Е,г

Опредеяив цг^ из каждого опыта, найдем его среднее значение и среднеквадратичное отклонение^ . Для алюминия ^jr = 0.83, ¿j-*=0,11! для меди у/а = 0.72:^=0,165 •

Если на первом этапе деформирования = const, но gti имеет конечное значение, то

= vM ~ е'Ч + f"i'-" е'Ч)+^(i - ?f0(i - е^")) ='

Тоща

V,

J _ J^L _ _&

£р2 £р2

Используем теперь критерий (б):

C/i с,г

Ег ~ б I / ■ _ _ ( _ )

Í/& £\£р\ £v £рг '

<Р,=

1-

5

Коэффициенты, входящие в критерий, могут быть найдены из результатов любых испытаний на пластичность с числом этапов более одного при постоянном значении показателя напряженного состояния на каждом этапе, либо из результатов испытаний при переменном показателе напряженного состояния при известных диаграмме пластичности и кривой упрочнения.

В разных источниках, например у В.А. Огородникова, приводятся результата испытаний пластичности многих металлов при сложных программах нагружения, в частности при одновременном кручении и растяжении, когда показатель напряженного состояния изменяется согласно зависимости K=Kq+ Ц£¡ • К» и 7" постоянные Для данного опыта

величины. Применим предложенный критерий для расчета предельной деформации для таких программ. Если диаграмму пластичности аппроксимировать аналитической зависимость = ^(к), то после

подстановки значения К получим ^ = (g):

¥= V0{l-e~Cek)+l{d£iUp(£¡))+ '

откуда

В таблице 1 приведены результаты расчетов по предложенному критерию в сравнении с экспериментальными данными В.А. Огородникова при этом величина ç^ вычислена по последней формуле. Диаграмма пластичности стали

Р9 аппроксимировала формулой £г = Ае'а", ще А=0,26; В=0,7; из кривой

упрочнения следует, что п=0,47.

Для вычисления использован результат £^ = 0,2 при К = (2/3)g. При

этом оказалось, что <р^ = 4.

Как видно из данных таблицы 1, предлагаемый критерий для оценки деформационной способности металла обеспечивает получение весьма точных результатов.

Таблица 1

Предельная деформация стали Р9 при сложном деформировании

Путь нагружения Результат расчета по формуле (5) Экспериментальный результат

К=(5/3)е 0,17 0,17

К=(Ш)-0,47е 0,14 0,13

К=(1/3)-0,0667е 0,12 0,11

Если принять степень использования запаса пластичности в виде суммы, то возникает ситуация, коша степень использования запаса пластичности достигает единицы, а разрушени иет. Например, при двухзтапном деформировании, когда на первом этапе показатель напряженного состояния весьма большой, по формуле ( 6) можно получить без разрушения значение у, близкое к единице; при этом металл может быть почти не упрочнен. Если второй этап протекает при показателе напряженного состояния, соответствующем бесконечной пластичности, разрушение невозможно, в то время как напряжение текучести возрастает, а вместе с ним увеличквется и у, значительно превышая единицу.

Указанные трудности могут быть преодолены, если условие деформации без разрушения представить в виде:

■■

А, = 1аа£, а =

о

о

где величину у/ можно назвать энергетической степенью использования запаса пластичности; Аг{к) -удельная работа формоизменения к моменту разрушения при постоянном показателе напряженного состояния, т.е. по существу, энергетический аналог диаграммы пластичности (рис.2).

Формула (7) не является единственно возможной формой записи критерия деформации без разрушения упрочняемого металла, учитывающего влияние упрочнения на исчерпание ресурса пластичности. В наиболее общем виде можно представить следующую запись условия деформации без разрушения. При постоянном показателе напряженного состояния

,„ _ о_

^—т—•

гае В(К) -аналог диаграммы пластичности, перестроенной в соответствии с

принципом

& 4 £,-* £г> т и 8 - коэффициенты.

«р.*»

Рис.2. Диаграмма пластичности и ее энергетический аналог Для того, чтобы получить критерий, который можно использовать при деформации в условиях переменного показателя напряженного состояния, дифференцируем формулу (8):

В эту зависимость подставим значение ¿¡, определенное из формулы (8). После интегрирования получим искомую форму

критерия:

о [В(К

(9)

На базе энергетической диаграммы пластичности можно построить тензорную модель. Если принять, вслед за И.А.Кийго, что существуют три различных диаграммы, построенные при испытаниях на растяжние, кручение н сжатие, то можно вычислить компоненты 5-мерного вектора скоростей повреждаемости в виде

а, е

Глш

где Д,(лт) -энергетическая диаграмма пластичности, соответствующая индексу .¡; ]=1,2,3,4,5.

Вектор цг и соответствующий ему тензор ц/ является образом вектора и

I I

тензора скоростей деформации. Находим интенсивность скоростей повреждаемости

' 1\ I !

Далее вычисляется накопленная повреждаемость, являющаяся образом накопленной деформации. Критерий деформации без разрушения имеет вид

цг= / 'ц/&(\ (10)

0 I"

Работоспособность усовершенствованного критерия проверена по результатам собственных испытаний пластичности при сложных программах нагружен ня (прямое выдавливание с противодавлением с последующим растяжением или кручением),а также при осадке образца из стали 43 при наличии контактного трения с вычислением компонент тензора скоростей деформации, компонент тензора напряжений, накопленной деформации и показателя напряженного состояния на боковой поверхности, а также по данным В.А. Огородникова (совместное растяжение и кручение, осадка при наличии трения на торцах и растяжение с кручением в камере высокого давления). Расчетные значения деформации разрушения, полученные с помощью усовершенствованного варианта критерия, ближе к экспериментальным данным, чем при применении других критериев.

В третьей пиве исследуется пластичность металла по различным методикам. Приводятся результаты испытания сплошных образцов на одноосное и двухосное растяжение, а также исследования и совершенствование методики испытания металлов на пластичность при положительных значениях показателя напряженного состояния. Испытание на одноосное растяжение является одним из наиболее распространенных методов изучения пластичности металлов. ВЛ. Колмогоровым, а затем и другими исследователями было отмечено, что накопленная деформация к моменту разрушения при испытании на растяжение при К=0 часто не совпадает со значениями пластичности, полученными при испытании на кручение. ГЛ. Дель указывает, что поскольку при испытании цилиндрического образца на растяжение после образования шейки в очаге деформации возникает объемное растяжение и показатель напряженного состояния достигает максимального значения на оси образца, то там и начинается разрушение; пока трещина не выйдет на поверхность, шейка образца продолжает сужатся; в итоге испытание на растяжение дает завышенный результат . Некоторые авторы

поэтому рекомендуют измерять диаметр образца после разрыва не в самом тонком месте, а на некотором расстоянии от него, но не указывают, на каком.

Для проверки гипотезы Г.Д. Деля предложена следующая методика. Измеряя текущее усилие и текущее значение диаметра образца в шейке, можно определить среднее осевое напряжение. Если в середине образца возникает трещина, это должно привести к уменьшению средних осевых напряжений. Таким образом можно определить как момент начала разрушения, так н действительную накопленную деформацию к этому времени.

Если усилие начинает падать, то происходит образование шейки, а если напряжение - то уменьшается живое сечение, начинается образование трещины по оси образца. О начале разрушения мы судим не по большему усилию, а по максимальному напряжению.

- При испытании образец устанавливают в захваты специального приспособления, один из которых закреплен в испытательной машине непосредственно, а другой - через тягу. На тяге, которая служит чувствительным элементом месдозы, наклеены тензодатчики сопротивления. Для регистрации диаметра образца в шейке сконструирована измерительная скоба, один из щупов в которой выполнен в виде балки, имеющей небольшую жесткость. На эту балку также наклеены тензодатчики сопротивления. Все тензодатчики соединены через усилитель с магнитоэлектрическим осцилографом и соответствующим образом тарированы (месдоза на универсальной машине МУП-50, а скоба - с- помощью плоскопараллельных концевых мер длины; оба тарировочных графика имеют линейный характер).

Поскольку время от возникновения трещины до выхода ее на поверхность образца очень мало, при записи сигналов на бумажную ленту осциллографа приходится применять очень большие скорости протяжки (5...10 м/с ), а это приводит к чрезмерному расходованию фотобумаги. Поэтому сигнал от усилителя вначале записывали на катушечный стереомагнитофон , а затем нужный участок диаграммы переписывали на фотобумагу осциллографа, выбирая удобный масштаб времени.

Для испытаний изготовлено 5 образцов с диаметром рабочей части 10 мм и длиной 100 мм из стали 20Х, латуни ЛС- 59 и алюминиевого сплава АД 1. При испытании обычным способом ( с помощью силоизмерителя и ходографа машины) строили кривую течения каждого образца до момента образования шейки. Затем устанавливали измерительную скобу и включали осциллограф или магнитофон. На графике можно видно, что напряжение в определенный момент начинает резко падать, в то время как щуп скобы почти не перемещается. Это означает, что почти также резко начинает уменьшаться среднее осевое напряжение; следовательно, в середине образца возникла

трещина. Через некоторое время ( около - 0,002 с ) трещина выходит на поверхность и происходит разрушение образца.

Результаты регистрации перемещения щупа скобы от момента появления трещины до выхода ее на поверхность, однако, показывает, что диаметр образца в шейке за это время практически не изменяется. Это зафихсированно для всех трех испытанных металлов, хотя характер образования шейки у этих металлов несколько различен. Поэтому общепринятую методику измерения пластичности при растяжении по минимальному сечению шейки после разрыва можно считать вполне обоснованной.

Скорее всего, обнаруженное В Л.Колмогоровым явление можно объяснить следующим образом. При растяжении образец может упрочняться неоднородно из-за физической неоднородности. Есть место, которое сильно упрочняется, значит там шейка позже образуется, чем в том месте, где упрочнение слабое. Фактически разрушение произойдет там, где образовалась шейка. Значит образец разрушается не в самом слабом месте по пластичности, которое скорее всего соответствует сильно упрочненной области, а в самом слабом месте по условиям образования шейки. Таким образом мы получаем но сравнению с однородной деформацией завышенный результат.

Теоретически можно представить себе несколько вариантов осуществления испытания на растяжение при плоском деформированном состоянии, однако наиболее удобным представляется растяжение трубчатых образцов на оправке ( при достаточно малой толщине стенки трубки ). Поскольку внутренний диаметр таких образцов при растяжении не изменяется и равен диаметру оправки, а толщина стенки трубки мала по сравнению с ее диаметром, можно считать, что на стадии устойчивого растяжения деформированное состояние металла близко к плоскому. При этом

сг, = 15 а-СГ, = о-. а.=¿{(Т. + сг) = о.*8 ас-

К = 0,58.

После образования шейки напряженное состояние становится объемным; деформированное состояние продолжает оставаться плоским. Рассмотрим напряженное состояние в зоне максимального утонения стенки трубки, полагая, что образующиеся поверхности этой зоны близки к окружности. Выберем цилиндрическую систему координат с началом в середине максимального утонения (рис.3). Выделим по обе стороны оси симметрии стенки трубки два симметричных бесконечно малых элемента таким образом, чтобы его грани совпадали с тавными площадками. Такие элементы получатся если они ограничены: 1) двумя взаимно перпендикулярными меридиональными сечениями; 2) двумя поверхностями радиуса и гае ф - достаточно

малый угол, так что ¿«у; 3) двумя сферическими поверхностями, отстоящими друг от друга на расстоянии ¿р с центрами в точках 0, и 0г (рис.3).

Рис.3. Расчетная схема к уравнениям равновесия Проецируя все силы, действующие иа выделенные элементы, на ось Ъ, записываем уравнение равновесия с учетом следующих допущений и

геометрических соотношений : = 0; Р + <Ув ~ 2 ^ ^ +

Для элемента 1 с учетом того, что 0-в)О,

дгт ^ ¿0

ар++2 = 0

После преобразований получаем дифференциальное уравнение:

д гу а

и после подстановки - —е- + 1—?- = Вгт, др р

Р~~Р 1

К"та 2р)

Решая полученное дифференциальное уравнение, получаем :

Ра,

'*рХр-рМр-р) , р] 1

3В:.{р*-р)р р

Для элемента 2 с учетом того, что <0, уравнение равновесия имеет вид:

стЛ*®-

& ,«)■»« Ц-рцаь - 2 а^Рк^п ^ =

Так как (у,= Р <у, +СТ,> <Хв = \р<71 + а"р> то после преобразований получаем дифференциальное уравнение:

Решая полученное дифференциальное уравнение, получаем :

р-р-гр[р-р) хХргр} Р.

Так как на нейтральном слое в стенке трубки радиальные напряжения равны между собой при Р=ра> т.е. = или и^ - (у^ = 0, получаем уравнение:

А,-Д'2(Р,-Р.)Р, ыр. 1 р.{р.-р) р- 2

3Л1(д.-Р.)Р1 р.

\ /

= о,

1 +

2

Р~Р.

2рХР-Рп)

ЪСХр.-р) 1,1 А

(1+ $/<*)

1 + -^-+1п7-;--—7-гт

г/г: +($./<*))

и окончательно получаем:

,где (1- диаметр оправки;

Б- толщина стенки трубки; толщина шейки трубки; радиус шейки наружный.

2

Из этого уравнения численным методом, подставляя данные, например, полученные из эксперимента: р = 4,0175; р = 5,3325; j£m = 5,5; R"m = 3,75, находим р^ = 4,775 , £.=1,3; S=l,5; К=0,58.

Для испытания изготовлено по 5 образцов из стали 20Х и алюминиевого сплава Д16. Образцы имели следующие геометрические размеры: наружный диаметр трубчатого образца 14,98 мм и 12мм внутренние диаметры оправок 8,98 мм, 10,09 мм, 11мм и 11,98 мм; отношение длины цилиндрической части к диаметру около 5 (длина рабочей части 92 мм). При эксперименте образец устанавливаем в захваты специального приспособления на универсальной машине МУП-50. Перед проведением эксперимента полированную оправку смазывают смесью олеиновой кислоты с графитом и по скользящей посадке вставляют в трубчатый образец. Каждая пара образец - оправка изготавливается и подгоняется по сопрягаемым поверхностям индивидуально.

При растяжении трубчатых образцов определяли шероховатость поверхности до испытания Ra= 0,3 как на внутренней поверхности, так и на наружной , после испытания на внутренней поверхности Ra=0,34 на наружной Ra=l,34 (средние величины по всем образцам).

П.Бриджмен проводил эксперименты с трубчатыми образцами с отношениями:S/R=( 1/3), с наружным диаметром- 8,38 мм н внутренним - 6,38 мм. (S - толщина стенки трубки, R -радиус трубки). В наших экспериментах : S/R= (1/10; 1/5; 1/3).

В результате проведенных исследование при разрыве трубчатых образцов были получены данные о деформации разрушения в зависимости от толщины стенки растягиваемого образца. Чем больше толщина стенки, тем больше К и тем меньше ^ ,чем тоньше стенка, тем более вероятна плоская деформация .

В настоящей работе так же предложен и использовал способ создания схемы двухосного растяжения путем вытяжки образцов типа диска с выточкой. Схема для испытания дисковых образцов показана на рис. 4. Она состоит из дискового образца 1, и двух пуансонов 2 .

Рис.4. Схема испытания на двухосное рстяжение

Дня испытания было изготовлено по 5-тъ образцов с диаметром рабочей части 20 мм из стали 20Х и алюминиевого сплава Д-16.

Рассмотрим напряженное состояние металла в зоне максимального утонения при двухосном растяжении дискового образца ( рис. 4 ), полагая, что поверхность этой зоны близка к сферической, и принимая следующее допущение: накопленная деформация, а следовательно и интенсивность напряжений, не зависит от координаты Z ( аналогичное допущение принято, а затем экспериментально подтверждено П. Бриджменом при анализе напряженного состояния в шейке цилиндрического образца при растяжении). Выберем цилиндрическую систему координат с началом в середине максимального утонения ( точка 0 на рис. 4 ). Выделим вблизи оси Z бесконечно малый элемент таким образом, чтобы его грани совпадали с главными площадками. Такой элемент получится если он 01раничен: 1) двумя взаимоперпендикулярными мерццианальными сечениями; 2) взаимно ортогональными тородоидапьными цилиндрическими поверхностями радиуса

/?' = —Ь в меридианальном сечении,где tp- достаточно малый угол, так что 9

ф « ф; 3) двумя сферическими поверхностями с центром в точке Q отстоящими друг отдруга на расстоянии dZ.

Проецируя все силы, действующие на выделенный элемент, на ось Z :

2 +~ vti++^¿z^í = 0 01}

ft = JJ$> + /j'ícoap -cospJ/j1 = cosíф +dф J-cosp t

причем: L v / J

Разложив тригонометрические функции в ряд Тейлора и отбросив члены второго и более порядка малости, преобразуем выражение ( 11 ) в следующее дифференциальное уравнение:

2 г,

а

( 12)

которое следует решать совместно с условием пластичности

СГ,= 07+ Ог-

После подстановки значений <ур в формулу (12 ) получаем дифференциальное уравнение с разделяющимися переменными, решение которого относительно Ог Дает

Ог=оА*1(а*а***а**2*г2а(13) Произвольную функцию С(р) найдем из граничного условия д; = О при Ъ=г. с = ~аМ4^а)- Тогда:

гг, = а,^

4/г * 4/?

1 + 1л

(14)

4 Я* й 2/е' Яа)

В центре оразца растягивающее нанряженее принимает максимальное значение. Наибольший показатель напряженного состояния будет: ЛГ = |+21а{1+%) (15)

Рис.5. Схема для расчета напряжений в дисковом образце при возникновении утонения со сферической поверхностью Рассмотрим теперь более общий случай, когда зона максимального утонения ограничена поверхностями эллипсоида ( рис. б ), причем экспериментальные радиусы кривизны в точке максимального утонения равны Ш и Я2 (Ш < 112), при техже допущениях ( см. выше ). Уравнение равновесия бесконечно малого элемента примет вид:

сг„+Л 1

дР>)

Ы = Л Р + /?' («» ф ~ «" а!=/г, с+/?'[«»(?> - * ?>) ~005 р]; л!=№■*-«'[«>{$>С05р]

Условие пластичности : = РСГ,

др2

итф^К-

(16)

(17)

(18)

а^а+Ра+Ро^*^ (19)

<7,

1п

I &) 2/г,/гЛ * ") <аЯЕ,.

___£-]}

(20)

Наибольшее значение ПНС

Гж+-г-У»+И —1+(21) I 2АЛ 2&Л 2&+А I 2&)

К = £+ 1п 3

л /к.

й'/ / X/ /а« 4ХУ г . ■ е1 4 г *

Рис.б. Схема для расчета напряжений в дисковом образце при возникновении утонения с произвольной поверхностью

Пластичность металлов зависит от траектории деформации материльной частицы. В практике объемной штамповки траектории редко бывают прямолинейными.

Хотя в литературе имеются сведенеия о пластичности в условиях сложного нагружения, но чаще всего они относятся либо к знакопеременной деформации (угол излома траектории | g(f), либо к деформации, коща на втором этапе имеет место не только излом траектории, но и изменение показателей напряженного состояния, существенно влияющих на результат.

Дня изучения влияния излома траектории деформации на пластичность в настоящей работе выбран метод плоской осадки в щелевом штампе. При этом схема деформированного состояния плоская; компоненты тензора напряжений

= 0; о*, = -2 Q-JJ3; (у1 = (а[ + ад/2-, показатель напряженного состояния

К=(о\+(J2+СГ})/3 = -0,58; показатель Лодэ-Надаи = 0. При испытании образуются две взаимно перпендикулярные системы плоскостей скольжения, причем отсутствует градиент положения главных осей, наблюдающийся при одноосном растяжении и сжатии цилиндрических образцов. Периодически поворачивая образец вокруг одной или двух осей на 90° > можно изменить траекторию деформации в условиях, коща ни один из других параметров, влияющих на пластичность, практически не изменяется; деформация при применении хорошей смазки близка к однородной.

Для испытаний были изготовлены призматические образцы с размерами 20x20x30 мм из алюминиевого сплава Д16Т одной партии-плавки в состоянии поставки. Перед осадкой образцы по всем граням, соприкасающимся с инструментом, смазывали графито-маслянной смазкой и устанавливали прокладки из полиэтиленовой пленки, обеспечивая таким образом минимальное контактное трение. К моменту разрушения образцы почти не имели бочкообразности, а трещина проходила внутри образца под углом около 45° к направлению осадки, что свидетельствут о том, что напряженно-деформированное состояние металла в образце - близко к однородному -плоскодеформнрованному. Показатель напряженного состояния в этих условиях К = -1/л/з; показатель Лодэ-Надаи /л^ = 0.

Призматические образцы были подвергнуты холодной деформации по различным траекториям и схемам нагружения (рис.7).

1. Одноэтапное нагружение образцов с размерами 20x20x30 мм до разрушения; сжатие образца осуществляется по оси Z (рис.7) вдоль размера 30 мм (схема 1 на рис.7); определение деформации разрушения

2. Осадка образца по оси Ъ до величины £;<£■,; поворот на 90° вокруг оси

У; повторная осадка до разрушения (знакопеременная деформация, схема 3 на рис.7).

3. Осадка образца по оси Ъ до величины д; поворот на 90° вокруг оси У; поворот вокруг оси X; повторная осадка до разрушения ( схема обеспечивает поворот главных осей деформации на 120° во'фуг линии, равнонаклонной к главным осям, схема 4 рис.7)

4. Осадка образца по оси 2 до величины обработка образца по оси X до размера 20 мм; поворот образца на 90° вокруг оси Ъ\ повторная осадка до разрушения ( схема 5 рис.7).

5. Осадка образца по оси 7. до высоты 20 мм; поворот образца на 90° вокруг оси X; повторная осадка до разрушения ( схема 6 на рис.7).

б. Осадка образца по оси Ъ до величины обработка образца по оси X до размера 20 мм; поворот образца на 90° вокруг оси поворот образца на 90° вокруг оси У; повторная осадка до разрушения ( схема 7 на рис. 7).

Одноэтапные нагружения

Двухэтапные нагру-кения

з

Трехэтапные нагружения

1в (Й- р-

Рис. 7. Схемы нагружения образцов в щелевом штампе

По результатам испытания можно сделать вывод, что деформация по ломанным траекториям с углами излома от 0 до 150° практически не влияет на пластичность металла. При угле излома ]80° наблюдается повышение пластичности. Обнаруженное другими авторами изменение пластичности при различных двухэтапных испытаниях следует отнести за счет изменения на втором этапе показателя напряженного состояния. Существующие в настоящее время тензорные модели пластичности не в полной мере описывают пластичность при сложном нагружении. Сопоставление полученных данных с расчетными значениями по критериям разрушения, основанных на тензорной модели пластичности, не дают оснований безоговорочно принять эти модели.

При кручении трубчатых образцов на оправке наблюдаются некоторые особенности в процессе испытания, а именно: наличие неоднородности пластической деформации по дайне образца и высокая чувствительность материала к состоянию поверхности и наличию микротрещин, а так же влияние геометрических размеров образцов .

Для исследования были изготовлены образцы из стали 20Х и Д16 с размерами: длина рабочей части 92 мм, наружными диаметрами 15,0; 12 мм для сплошных и трубчатых образцов и внутренними диаметрами 9,0; 10,0; 11; 12,0 мм и шероховатостью поверхности /¿_=0,5б, при этом показатель напряженного состояния равен нулю (К=0) Для них получены величины деформации разрушения для стали 20Х^ = 0,66, а для Д1б ¿^ = 0,336. Таким образом, данные полученные при испытании пластичности при кручении трубчатых образцов могут быть использованы для построения диаграмм пластичности.

Для построения диаграмм пластичности металлов чаще всего используют результаты испытаний на растяжение, кручение и сжатие. В каждом из этих методов реализуются различные значения не только показателя напряженного состояния, но и другие параметры, влияющие на пластичность: показатель Лодэ-Надаи, градиент деформаций и напряжений, места начала разрушения (поверхность образца или глубинные слои), число систем плоскостей скольжения при деформации. Кроме того, при испытании без дополнительного гидростатического давления можно получить только три точки диаграммы. В настоящей работе предлагается новый метод испытания : поперечным выдавливанием осесимметричного фланца в сходящийся канал н осадкой (высадкой) инструментом, торец которого спрофилирован по определенному закону, обеспечивающие постоянство заданных показателей напряженного состояния в процессе деформирования в зоне наиболее вероятного разрушения.

Поперечное выдавливание. Найдем такую форму канала для выдавливания фланца переменной высоты (рис.8), чтобы на наружной боковой поверхности

фланца сохранялся на протяжении всего процесса деформации постоянный показатель напряженного состояния Сделаем допущение о том, что радиальная компонента вектора скоростей материальных частиц, компоненты тензора скоростей деформации и тензора напряжений не зависит от координаты Ъ.

Рис.8. Схема испытания пластичности На свободной (наружной) поверхности фланца радиальные напряжения ¿7 = 0. Используя соотношения теории течения, получим:

Ке=ст/о; =

2£р

Условие постоянства потока имеет следующий вид:

где - радиальная компонента вектора скорости; V- скорость движения пуансона.

Отсюда:

Если, используя это выражение, найти компоненты тензора скоростей деформации, затем интенсивность скоростей деформации и решить дифференциальное уравнение, получим:

С ЛЛГ

Р

Ро Р

-\tJl-4 К .1 „ где N =-*—. =1--причем знак плюс перед корнем следует

^ К

брать при /£"„>0, а знак "минус" - при ¿Г„<0, т.е.

2 К

Показатель Лодэ-Надаи можно определить согласно зависимости: 3 N 2 + N

Высадка. Заданный показатель напряженного состояния на наружной поверхности фланца при высадке получается, если

Г \*

Р

ще N =-5—=1--знак плюс перед корнем следует брать

-2 К

ПРИ АГо>0' а "минус" - при Ко(0.

Показатель Лодэ-Надаи можно подсчитать по формуле:

N-2

К недостаткам метода можно отнести наличие градиента накопленной деформации и показателя напряженного состояния в радиальном направлении и трудности обеспечения минимального трения по контактным поверхностям, хотя последние могут быть преодолимы применением смазок, пластичных прокладок и т.п.

При поперечном выдавливании в канал, форма которого определяется зависимостью Ь=НоРо/Р > на боковой поверхности фланца возникает плоское деформированное состояни, К=0, ц = о. Такое же напряженное состояние имеет место при кручении цилиндрических образцов. Различие заключается в том, что при поперечном выдавливании наблюдается картина двух взаимно перпендикулярных плоскостей скольжения, а при кручении возникает одна система. В настоящей работе проведена проверка влияния этого обстоятельства на пластичность.

Вначале в штампе для поперечного выдавливания с каналом соответствующей формы выдавливанию подвергай образцы с координатной сеткой на боковой поверхности. Замеры сетки после деформации показали, что деформация практически однородна по высоте фланца. Далее испытанию подвергли основные образцы из алюминиевых сплавов АК4-1 и Д16М: поперечным выдавливанием и кручением. Испытания не выявили

существенной разницы результатов, которые позволили бы сделать вывод о влиянии числа систем плоскостей скольжения на пластичность.

Также представлена методика расчета основных параметров высадки и поперечного выдавливания деталей с фланцем переменной толщины - степени использования запаса пластичности и деформирующего усилия, - необходимых для разработки и совершенствования технологии холодной объемной штамповки. На основе полученной связи между формой канала и показателями напряженного состояния для детали "резец" вычислена степень использования запаса пластичности при высадке (^=0,5) и при поперечном

выдавливании (^=0,68). Учитывая возможный разброс значений показателя пластичности, можно сделать вывод, что для формообразования фланца детали корпус "резца" необходимо применить высадку, хотя это и приведет к большему усилию штамповки, чем при поперечном выдавливании.

Таким образом, предложенные в настоящей работе методики испытания пластичности сравнительно легко осуществимы и могут быть использованы для построения диаграмм пластичности. Были получены четыре достоверно надежные точки диаграммы пластичности при значениях К близких к 0; 0,33; 0,58 (и даже несколько больше ввиду шейкообразования), 0,67.

В четвертой главе представлена экспериментально-аналитическая методика определения напряженно-деформированного состояния материала в процессах холодной объемной штамповки методом муаровых полос на стационарной и нестационарной стадии выдавливания .

В основе расчета лежат данные значений координат и компонент скорости перемещения в каждый момент времени для поля частиц. Дальнейший расчет ведется вдоль траектории движения каждой отдельно взятой частицы по всему палю течения.

Определение траектории движения частиц при исследовании процессов методом муаровых полос сводится к последовательному, от этапа к этапу, нахождению координат точки, из которой она пришла в данную точку и скорости, которую она там имела.

Расчет начинается с последнего этапа. За расчетные берутся точки, сов падающие на последнем этапе с ушами наложенной регулярной сетки, компоненты скорости перемещения которых известны. Расчет производится для всех расчетных точек и находятся их координаты и компоненты скоростей перемещения на всех этапах деформирования. Тоща определяем скорости деформации расчетных точек, рассматривая их друг относительно друга и следуя определению, что, если рассматривать две точки, весьма близкие между собой, то скорость деформации по какому-либо направлению можно определить как предел отношения разностей скоростей перемещения

указанных точек к расстоянию между ними на каждом этапе деформирования. Используя значения координат и компоненты скорости деформации каждой отдельно взятой материальной частицы определяем интенсивность скоростей деформации сдвига для осесимметричного выдавливания. В качестве меры накопленной деформации служит сумма последовательных величии деформации сдвига, которую претерпела рассматриваемая частица с момента начала в ней пластических деформаций до данного момента. Зная накопленную деформацию каждой частицы в каждый момент времени, по кривой упрочнения определяем текущее напряжение текучести для данного материала. Скорость деформации связана с компонентами девиатора напряжений уравнениями Леви-Мизеса, удовлетворяющими условию несжимаемости. Аппроксимируем данные дифференциальные уравнения равновесия в частных производных разностными уравнениями и определяем напряжения в очаге деформации. На основании полученных значений о напряженном состоянии образца строятся эшоры нормальных напряжений вдоль линии контакта деформируемого материала с инструментом; значения интенсивности пластической деформации по всему полю течения и показателя напряженного состояния. Для составления технологического процесса обработки металлов давлением и выбора исходного материала, на основании напряженно-деформированного состояния, оценивается запас пластичности детали по критерию пластичности.

По изложенной методике было произведено систематическое исследование кинематики течения металла при выдавливании заготовок с двумя плоскопараллельными отростками на основе анализа картин муаровых полос. Образцы подвергались прямому выдавливанию поэтапно. Величина хода пуансона на каждом этапе составляла от 1,2 до 2,5 мм, деформация е = о, 4; о, 69; 1.39. Углы, характеризующие профиль рабочей части контрпуансона, а = 30°-60°'90°'120°>180°> а та®1861 плоский пуансон; полусфера; сегмент высотой равной половине радиуса; усеченный клин с площадкой равной половине тощины пуансона. Был проведен расчет напряженно-деформированного состояния материала и определены нормальные удельные усилия на стенки матрицы и контрпуансона для различных углов. Бьш проведен сравнительный анализ кинематики течения металла при плоском и осесимметричном выдавливании по полученным картинам полос муара на плоской и осесимметричной деталях в подобных условиях на установившейся стадии: угол при вершине конуса контрпуансона а = 90 • величина деформации г = 0.69. Смазка и скорость деформирования одинаковые, исходные заготовки геометрически подобные. Наблюдалась подобность данных по кинематике процессов.

В пятой гладе изложены разработанные на основании результатов проведенных теоретических и экспериментальных исследований рекомендации по проектированию ресурсосберегающих технологических процессов, новые конструкции штампов и рассмотрены результаты внедрения предложенных разработок в промышленность.

Разработаны технологические процессы холодной объемной штамповки деталей втулка рейки, коническая втулка - с учетом вероятности разрушения материала, с разработкой специальных конструкций инструментальных наладок, защищенных авторскими свидетельствами. На основании полученных научных результатов разработан технологический процесс холодной объемной штамповки поршня насоса на миогопозиционном холодновысадочном автомате с корректировкой марки стали. Обнаружено, что при содержании углерода в стали около 0,2% степень использования запаса пластичности достигает в опасной точке значения 0,75, неприемлемого для ответственных деталей. При использовании для изготовления поршня стали 10 степень использования запаса пластичности находится в допустимых пределах. Расчеты проведены на основе данных (кривой упрочнения и диаграммы пластичности), полученных при испытании стали 10 и стали 20 на растяжение, кручение и сжатие.

Технология обеспечивает получение детали высокого качества при допустимых нагрузках на инструмент. Коэффициент использования металла увеличился с 0,23 до 0,93.

Разработан ресурсосберегающий технологический процесс холодной объемной штамповки детали "резец" па 4-х позиционном автомате. По сравнению со старым процессом изготовления точением из прутка, норма расхода металла стала меньше в 2,6 раза, трудоемкость уменьшилась в 80 раз.

. Общий экономический эффект от внедрения холодной объемной штамповки фасонных деталей более 410 млн. рублей (в ценах ноябрь 1994).

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ.

1. Анализ состояния вопроса показал, что существующие критерии пластичности обладают определенными недостатками и не полностью универсальны. Технологические процессы высадки и прямого, обратного и поперечного выдавливания осесимметричных деталей хотя и изучены достаточно подробно со стороны определения усилия деформации, менее тщательно исследованы с точки зрения пластичности металла.

2. Разработан вариант критерия разрушения изотропного материала при холодной деформации, непосредственно учитывающий упрочнение металла, как в скалярном представлении - в виде суммы функции интенсивности напряжений и функции накопленной деформации и в виде произведения этих

функций, так и в тензорной форме. Результаты собственных экспериментов и литературных данных подтверждают работоспособность критерия.

3. Анализ существующих методик испытания пластичности металлов выявил их достоинства и недостатки. В частности, проведены эксперименты по проверке предложений Г.Д. Деля и др. и С.М. Красневского и др. по уточнению результатов испытания на растяжение, не подтвердившие их. Предложено и обосновано теоретически и экспериментально несколько новых методик: осадкой (высадкой) или поперечным выдавливанием в сужающийся канал, растяжением трубчатых образцов на оправке, двухосным растяжением конуснообразными пуансонами.

4. Исследования влияния траектории деформации на пластичность, проведенные в условиях, когда влияние других параметров деформации устранено, показало, что сложное нагружение дает такой же результат, как и простое, деформация по ломанным траекториям с углами излома от 0 до 150° практически не влияет на пластичность металла за исключением знакопеременной деформации, когаа наблюдается повышение пластичности.

5. Усовершенствованный метод муаровых полос для определения напряженно-деформированного состояния материала при нестационарных процессах выдавливания и обжима элементов переменной толщины позволил установить закономерности течения н концентрации напряжений в отдельных зонах деформируемой заготовки и, соответственно, в некоторых элементах штампа, и дать обоснование рекомендации по расчету технологического процесса получения деталей втулочного типа с элементами переменной толщины и ряда других деталей.

6. Критерий разрушения, в частном случае представленный в виде суммы, использован для определения возможности холодной объемной штамповки деталей типа "поршень топливоподкачивающего насоса" из углеродистой стали. Обнаружено, что при содержании углерода в стали около 0,2% степень использования запаса пластичности достигает в опасной точке значение 0,75, неприемлемого для ответственных деталей. При использовании для изготовления поршня стали 10 степень использования запаса пластичности находится в допустимых пределах. Расчеты проведены на основе данных (кривой упрочнения и диаграммы пластичности), полученных прн испытании стали 10 и стали 20 на растяжение, кручение и сжатие. На основании полученных научных результатов разработан технологический процесс холодной объемной штамповки поршня насоса на многопозиционном холодновысадочном автомате. Технология обеспечивает получение детали высокого качества при допустимых нагрузках на инструмент. Коэффициент использования металла увеличился с 0,23 до 0,93.

1. На примере детали "корпус резца" показана методика определения степени использования запаса пластичности при поперечном выдавливании и высадке и выбран оптимальный вариант технологического процесса. Известный факт, что высадка обеспечивает более мягкие схемы деформации, чем поперечное выдавливание, получил количественное описание и реализацию в практике штамповки.

8. Вариант критерия разрушения и предложенная методика его применения позволила внедрить технологические процессы ряда деталей в производство с обеспечением их гарантированной работоспособности, экономии металла и уменьшением трудоемкости. Общий экономический эффект от внедрения холодной объемной штамповки фасонных деталей более 410 млн. рублей (в ценах на ноябрь 1994).

Основные положения диссертации изложены в следующих публикациях.

1. Белецкий Е.А., Никишин Ю.А., Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Гипп Л.Б. Новый технологический процесс изготовления деталей ксеноновых ламп ДКсШРБ. // Техника кино и телевидения., №7,1985.

2. Головин В.А., Филиппов Ю.К. Исследование деформированного состоя ния при выдавливании методом муаровых полос. // "Современнные методы малоотходной и безотходной технологии в машиностроении" Сб., Кишинев, 1982.

3. Головин В.А., Филиппов Ю.К. Исследование кинематики течения металла при нестационарных процессах холодной объемной штамповки. // Сб. Обработка металлов давлением. Москва., МАМИ, 1984. 73-76 с.

4. Головин В.А.,. Филиппов Ю.К., Солодянников B.C. Технологические проблемы автоматизации холодной и полугорячей объемной штамповки крупных деталей. // "Инженерные проблемы автоматизации и улучшения условий труда в кузнечно-штамповочном производстве" Сб., Запорожье, 1984.

5. Головин В.А., Филиппов Ю.К., Митькин Ю.А. Оценка штампуемости при холодной и полугорячей объемной штамповке на основе теплофизических явлений. // "Теплофизика технологических процессов". Всесоюзная конференция, Сб., Ташкент, 1984. 81-82 с.

6. Головин В.А., Филиппов Ю.К., Кураева Т.И. Расширение технологических возможностей многопозиционных автоматов для холодной объемной штамповки коротких деталей. // "Совершенствование конструирования, изготовления и эксплуатации штампов для холодной штамповки на предприятиях отрасли". Сб., Барнаул, 1982.

7. Головин В.А., Филиппов Ю.К., Митькин Ю.А. Расчет термомеханических режимов при осесимметричном выдавливании. // Сб., Кишенев, 1987, Ускорение научно-технического прогресса путем интенсификации ресурсосберегающей технологии в области материалловедения, термообработки и порошковой металлургии. 59-62 с.

8. Головин В.А., Филиппов Ю.К., Брылеев В.Н. Структурная схема штампа для автоматизированного процесса холодной объемной штамповки на прессах. // Пенза, Сб., "Экономичность технологических процессов и оборудования в кузнечно-штамповочном производстве. 1987.

9. Калинин А.Ю., Филиппов Ю.К., Шпунькин Н.Ф. Определение методом муара напряженно-деформированного состояния во фланце анизотропной листовой заготовки при вытяжке. // Сб., "Машины и технология обработки металлов давлением". Москва, 1986. 55-60 с.

10. Калинин А.Ю., Филиппов Ю.К., Шпунькин Н.Ф. Анализ напряженного и деформированного состояния материала при плоском выдавливании.// Сб. Процессы обработки металлов давлением в автомобилестроении., М.: МАМИ. 1988.159-165 с.

11. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Беззубов H.H. Оценка пластичности металлов с учетом упрочнения. // Сб. "Повышение качества деталей машин пластическим деформированием".Фрунзе. 1988. 34-37 с.

12. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К. Влияние упрочнения на пластичность металла при холодной деформации. // Сб. Москва.,МАМИ, 1989,37-42 с.

13. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Калпина Н.Ю. Пластичность алюминиевых сплавов при немонотонном деформировании.// Сб., Процессы обработки металлов давлением в автомобилестроении., Москва. 1988. 81-87 с.

14. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Беззубов H.H. Критерий пластичности при холодной деформации металлов. / Москва, 1988. Деп., Черметинформация, per. №4498,20 с.

15. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Беззубов H.H. Оценка деформационной способности металла в процессах холодной объемной штмповки. // ВНИИТЭМР, 1988, серия 3, выпуск 10,1-7 с.

16. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Перфилов В.И., Козлечков В.П. Определение пластичности металлов при растяжении цилиндрических образцов. // Республиканская научно-техническая конференция "Теоретические и прикладные проблемы развития наукоемких и малоотходных технологий обработки металлов давлением", Сб., Винница, 1991.

17. Калпин Ю.Г.,Филиппов Ю.К., Абеляшев В.П., Тимофеев A.A. Экспериментальное исследование пластичности металлов при сложном нагружении. // Республиканская научно-практическая конференция "Ресурсосберегающая технология машиностроения", Москва, МГААТМ, 1993.24-27 с.

18. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Калпина Н.Ю. Разработка методики и исследование пластичности металлов при радиальном выдавливании в сужающийся канал и высадке.// "Исследования в области теории, технологии и оборудования штамповочного производства". Сб., Тула, 1993.48-57 с.

19. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Калпина Н.Ю. Определение усилия высадки деталей с фланцем переменной толщины. /Деп., М., МГААТМ, 1994.16 с.

20. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Абеляшев В.П., Тимофеев A.A. Исследование пластичности металлов при сложном нагружении. / Деп., М., МГААТМ, 1994. 13 с.

21. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Беззубое H.H. Оценка деформационной способности металлов в процессе холодной объемной штамповки. // Технология, рборудование, организация и экономика машиностроительного производства. М. 1988, вып. 10, 1-16 с.

22. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Калпина Н.Ю. Критерий разрушения металлов при холодной пластической деформации. /Деп., М., ВНИЙТЭМР, 1993,№2/3, И с.

23. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Козлечков В.ГТ. Методики испытания металлов на пластичность при положительных показателях напряженного состояния.// Исследования в области теории, технологии и оборудования штамповочного производства, Сб., Тула, 1994,127-133 с.

24. Калпин Ю.Г., Филиппов Ю.К., Абеляшев В.П., Тимофеев A.A. "О пластичности сплава Д16Т при сложном нагружении", //"Технология легких сплавов", ВИЛС, №3,1995 г., 44-50 с.

25. Ковалев С.И., Головин В.А., Щербаков А.М., Филиппов Ю.К. Исследование процессов выдавливания заготовок и деталей с развилками. //"Пути совершенствования технологии холодной объемной штамповки", Всесоюзная научно-техническая конференция, Омск, 1978.156-161 с.

26. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К. Особенности технологических процессов холодной объемной штамповки полых деталей из цветных металлов на многопозиционных автоматах.// КШП, №9, 1985. 20-21 с.

27. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Липатов Ю.А. Многопереходная штамповка деталей из цветных металлов. // Прогрессивные

технологические процессы, средства автоматизации объемной и листовой штамповки. Сб., МДНТП, Москва, 1986. 79-82 с.

28. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К. Технология холодной объемной штамповки на многопозидионных автоматах. /М.гВНИИТЭМР, 1986. Серия 3, выпуск 2. 72 с.

29. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К. Холодная объемная штамповка на автоматах./ Справочник "Ковка и штамповка", том 3, М.: Машиностроение, 1986. 196-220 с.

30. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Козлечков В.П., Карпинский Я.З., Сорокин В.И.// Особенности технологического процесса холодной объемной штамповки поршня насоса. М.: ВНИИТЭМР, выпускЗ,1988,7-10 с.

31. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Орлов В.В. Исследование деформированного состояния при процессах холодной объемной штамповки методом муаровых полос с помощью ЭВМ. //Сб. " Повышение качества деталей машин пластическим деформированием". Фрунзе. 1988. 31-34 с.

32. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Павлов Н.Д. Особенности технологии холодной объемной штамповки на многопозиционных автоматах. // Машины и автоматизация кузнечно-штамповочного производства. Сб. ВЗМИ. Москва. 1988.159-165 с.

33. Миропольский Ю.А., Филиппов Ю.К., Колосков Е.В. От простого к сложному.// Автомобильная промышленность. М.: 1989. №8. 32-33 с.

34. Навроцкий А.Г.,Головин В.А., Филиппов Ю.К. Кинематика течения металла при двухканальном выдавливании. II "Обработка металлов давлением в автомобилестроении." Сб. выпуск 2, М., МАМИ, 1980. 3-12 с.

35. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К. Определение напряженного состояния металла на ЭВМ ,при холодном выдавливании деталей с развилкой. // "Обработка металлов давлением в автомобилестроении." Сб. выпуск 2, М., МАМИ, 1980.13-18 с.

36. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К., Никитин А.Г. Исследование влияния величины деформации на кинематику течения металла при холодном выдавливании изделий с развилкой.// "Современные методы малоотходной и безотходной технологии в машиностроении." Сб. Кишинев. 1982. 24-26 с.

37. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К. Исследование кинематики течения металла при выдавливании заготовок с двумя плоскопараллельными развилками. IIКШП., №6,1982. 36-37 с.

38. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К., Теплый Ф.А. Конструктивно-технологические требования к автоматам для холодной объемной штамповки коротких деталей сложной формы. // КШП., №4,1983.

39. Навроцкий Г.А., Филькин И.Н., Филиппов Ю.К. Требования к параметрам многопозиционных прессов для полугорячей объемной штамповки. // Сб. Машины и автоматизация кузнечно-штамповочного производства, Москва, 1984. 105-109 с.

40. Навроцкий Г.А., Филиппов 'Ю.К., Никитин А.Г. Алгоритм расчета напряженно-деформированного состояния металла на неустановившейся стадии течения. // "Высокопроизводительные металлосберегающие процессы обработки металлов". Сб. Кишинев, 1984. 140-142 с.

41. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К., Брылеев В.Н. Определение влияния геометрических параметров инструмента на кинематику течения металла при холодном выдавливании методом муара. //"Автоматизация процессов обработки металлов давлением в автомобилестроении", Сб. Москва, 1983.156-160 с.

42. Навроцкий Г.А., Головин В.А., Филиппов Ю.К. Исследование пластического формоизменения в процессах обработки металов давлением методом муаровых полос. //Учебное пособие, Москва, 1985. 65 с.

43. Навроцкий Г.А., Филиппов Ю.К. Технология холодной объемной штамповки на автматах.// Учебное пособие, Москва, 1986. 84 с.

44. Навроцкий Г.А., Филиппов Ю.К. Автоматы универсально-гибочные и для изготовления пружинных шайб. II Справочник "Ковка и штамповка", том 3, М., Машиностроение, 1986. 83-89 с.

45. Навро'цкий Г.А., Филиппов Ю.К., Шибаков В.Г. Технология холодной объемной штамповки на автоматах.// Университет технического прогресса. М., Машиностроение, 1987.63 с.

46. Филиппов Ю.К. и др. "Штамп для холодной штамповки". A.C. №1323165,15.3.87.

47. Филиппов Ю.К. и др. Примеры производственных процессов штамповки на автоматах. // Справочник "Ковка и штамповка", том 3, М.: Машиностроение. 1986. 253-275 с.

48. Филиппов Ю.К. и др. "Образец для механических испытаний". A.C. СССР №1578567 от 15. 3. 1990.

49. Филиппов Ю.К., Беззубов Н.Н, Басюк Т.С. Влияние упрочнения на пластичность металла при обработке поверхностным пластическим деформированием.// Сб. Интенсивность производства и повышение качества изде- лий поверхностным пластическим деформированием. Тольятти. 1989.

50. Филиппов Ю.К., Беззубов H.H., Козлечков В.П. Исследование технологического процесса холодной объемной штамповки поршня насоса. //ВНИИТЭМР. 1990. Выпуск 7, Москва. 12-14 с.

51. Филиппов Ю.К., Павлов Н.Д., Беззубов Н.Н.,Калпина Н.Ю. Энергетический критерий разрушения металлов при получении детали пластическим деформированием. //"Пути совершенствования экологического обеспечения работы автомобильного транспорта". Сб. Винница. 1990.43-44 с.

52. Филиппов Ю.К., Калпина Н.Ю. Влияние упрочнения металла при оценке его деформируемости. // "Пути совершенствования экологического обеспечения работы автомобильного транспорта". Сб. Винница. 1990.44-46

53. Филиппов Ю.К. и др. Способ штамповки стержневых деталей с массивной головкой содержащей полость. Патент РФ №5021739 от 5.12.91.

54. Филиппов Ю.К. и др. Способ изготовления полых деталей с проушиной. A.C. СССР № 747607 1979.

55. Филиппов Ю.К. и др. Способ изготовления шаровых пальцев. A.C. СССР № 747607 от 21.3.1980.

56. Филиппов Ю.К. и др. Способ штамповки стержневых деталей с головкой с радиальными отростками, пуансон для предварительного формообразования головки с радиальными отростками и пуансон для окончательного формообразоания головки с радиальными отростками. Патент РФ №2034677 от 10.5.95.

57. Филиппов Ю.К. и др. Устройство для испытания образцов материалов при выдавливании. A.C. СССР№ 1589124 от 1.5.1990.

58. Филиппов Ю.К. и др. Способ изготовления полых деталей. A.C. СССР №1648598.15.1.1991.

59. Филиппов Ю.К. Исследование формоизменения материала при получении изделий с развилкой методом холодной объемной штамповки: /Дисс. на соиск. учен, степени канд. техн. наук,- М., МАМИ, 1980 г.,-159 с.

60. Филиппов Ю.К., Критерий разрушения металлов с учетом упрочнения при холодной объемной штамповке, /Москва, 1996, Деп.,ВИНИТИ, №916-В96, с.21.

61. Филиппов Ю.К., Исследование пластичности металлов при ломанных траекториях деформации, /Москва, 1996, Деп.,ВИНИТИ, №917-В96, с.17.